LAMPIRAN A PERHITUNGAN NERACA MASSA

Transkripsi

1 LAMPIRAN A PERHITUNGAN NERACA MASSA I. Kapasitas Prarancangan Kapasitas per tahun = Ton/Tahun 1 tahun operasi = 330 hari Kapasitas prarancangan = ton 1tahun x = 3535,35 kg/jam 1tahun 330 hari 1hari 1000 kg x x 4 jam 1ton II. Komposisi Bahan Baku dan Produk 1. Metanol Metanol Air = 99,90 % berat = 0,10 % berat. Udara Nitrogen Oksigen = 79 % mol = 1 % mol 3. Urea Urea Air = 99,7 % berat = 0,73 % berat 4. Urea Formaldehid Urea Formaldehid = 80,00 % berat Urea Air = maks % berat = maks 0,00 % berat

2 II. Reaksi a. Reaksi di Reaktor 01 (Sintesa Formaldehid) Umpan yang masuk = Mol Metanol : Mol Oksigen = 9 : 10 Konversi metanol = 99 % Selektivitas = 94 % Reaksi utama : CH 3 OH (g) + ½ O (g) HCHO (g) + H O (g) (1) Reaksi samping : HCHO (g) + ½ O (g) CO (g) + H O (g) () b. Reaksi di Reaktor 0 (Sintesa Urea Formaldehid) Perbandingan mol umpan = Urea : Formaldehid = 1 : 1,4 Konversi = 97 % Reaksi yang terjadi : 13 CO(NH ) (l) + 18 CH O (g) 9 HOCH NHCONH (l) + 3NHCONH(CH OH) (l) + III. Notasi NHCON(CH OH) 3 (l) CH 3 OH H O O CO CO N = Metanol = Air = Oksigen = Karbondioksida = Karbonmonoksida = Nitrogen U rea = CO(NH )

3 Formaldehid = HCHO UF1 = HOCH NHCONH UF = NHCONH (CH OH) UF3 = NHCON(CH OH) 3 IV. Berat Molekul Metanol = 3,04 kg/kgmol Air = 18,01 kg/kgmol Oksigen = 3,00 kg/kgmol Karbonmonoksida = 8,01 kg/kgmol Karbondioksida = 44,01 kg/kgmol Nitrogen = 8,01 kg/kgmol Urea = 60,06 kg/kgmol Formaldehid = 30,03 kg/kgmol UF1 = 90,09 kg/kgmol UF = 10,1 kg/kgmol UF3 = 150,15 kg/kgmol V. Basis Perhitungan Basis = 1 jam operasi VI. Neraca Massa Tiap Alat 1. REAKTOR 0 (RE-0)

4 Fungsi : Tempat mereaksikan larutan urea dan gas formaldehid untuk menghasilkan produk urea formaldehid. Gambar : Massa total produk = 3535,35 kg/jam Kandungan Urea formaldehid dalam produk = 80 % Berat urea formaldehid total dalam produk = , kg/ jam = 88,8 kg/jam 9 BM UF 1 3 BM UF 1 BM UF3 BM rata-rata urea formaldehid = 13 = 990,09 310,1 1150,15 = 101,64 kg/kmol 13 Mol Urea formaldehid total = 88,8kg/ jam 101,64kg/ kmol = 7,83 kmol/jam 9 Mol UF 1 = 7,83kmol/ jam 13 = 19,6 kmol/jam Massa UF 1 = 19,6 kmol/jam x 90,09 kg/kmol

5 = 1735,54 kg/jam 3 Mol UF = 7,83kmol/ jam 13 = 6,4 kmol/jam Massa UF = 6,4 kmol/jam x 10,1 kg/kmol = 771,35 kg/jam 1 Mol UF 3 = 7,83kmol/ jam 13 =,14 kmol/jam Massa UF 3 =,14 kmol/jam x 150,15 kg/kmol = 31,40 kg/jam Reaksi yang terjadi di Reaktor 0 13 CO(NH) + 18 HCHO 9 UF UF + UF 3 M 8,69 40,16 R 7,83 38,53 19,6 6,4,14 S 0,86 1,63 19,6 6,4,14 Massa Umpan HCHO = 40,16 kmol/jam x 30,03 kg/kmol = 106,06 kg/jam Massa Umpan Urea = 8,69 kmol/jam x 60,06 kg/kmol = 17,94 kg/jam Kelarutan urea pada temperatur 70 o C = 68,04 gr/100 ml Jumlah air yang dibutuhkan untuk melarutkan umpan urea :

6 68,04 gr 100 ml 17,94 x10 x 3 gr x = 64,80 L = 64,80 kg Jumlah kandungan air dalam urea = 0,73% x 17,94kg/ 100% jam = 1,58 kg/jam Jumlah total air = 64,80 kg/jam + 1,58 kg/jam = 655,38 kg/jam Massa urea sisa = 0,86 kmol/jam x 60,06 kg/kmol = 51,69 kg/jam Tabel A.1. Neraca massa pada reaktor 0 Komponen Massa Masuk Massa Keluar (kg/jam) (kg/jam) Urea 17,94 51,69 HCHO 106,06 49,04 H O 655,38 655,38 UF ,54 UF 0 771,35 UF ,40 Total 3584, ,39. REAKTOR 01 (RE-01) Fungsi : Tempat mereaksikan uap metanol dan oksigen untuk membentuk gas formaldehid sebagai umpan reaktor 0 (sintesa urea formaldehid). Gambar :

7 HCHO yang dihasilkan pada reaksi 1 = 100% 40,16kmol/ 94% jam = 4,73 kmol/jam HCHO yang bereaksi pada reaksi 6 = 4,73kmol/ jam 100 =,56 kmol/jam Reaksi 1 CH 3 OH + ½ O HCHO + H O M 43,16 47,95 R 4,73 1,35 4,73 4,73 S 0,43 6,59 4,73 4,73 Reaksi HCHO + ½ O CO + H O,56 1,8,56,56 Massa CH 3 OH Umpan = 43,16 kmol/jam x 3,04 kg/kmol = 138,75 kg/jam Kandungan air dalam CH 3 OH = 0,1 % 0,1% Massa H O dalam CH 3 OH = 138,75kg/ jam 99,9% = 1,38 kg/jam Massa O Umpan = 47,95 kmol/jam x 3 kg/kmol

8 = 1534,47 kg/jam 79% Massa N Umpan = 47,95kmol / jam x 8,01kg/ kmol 1% = 505,77 kg/jam Massa HCHO terbentuk = (4,73,56) kmol/jam x 30,03 kg/kmol = 106,06 kg/jam Massa CH 3 OH sisa = 0,43 kmol/jam x 3,04 kg/kmol = 13,83 kg/jam Massa O sisa = (6,59 1,8) kmol/jam x 3 kg/kmol = 809,85 kg/jam Massa H O terbentuk = (4,73+,56) kmol/jam x 18,01 kg/kmol = 815,65 kg/jam Massa total H O keluar = ( 815,65 + 1,38 ) kg/jam = 817,04 kg/jam Massa CO terbentuk =,56 kmol/jam x 8,01 kg/kmol = 71,80 kg/jam Massa N sisa = 505,77 kg/jam Tabel A.. Neraca massa pada reaktor 01 Komponen Massa Masuk (kg/jam) Massa Keluar (kg/jam) CH 3 OH 138,75 13,83 O 1534,47 809,85 HCHO 0 106,06 CO 0 71,80 H O 1,38 817,04 N 505,77 505,77 Total 7971, ,37

9 3. MIXING TANK (MT-101) Fungsi : Tempat pencampuran urea dengan sejumlah air agar terbentuk larutan urea untuk diumpankan ke reaktor 0 (sintesa urea formaldehid) Gambar : Massa urea = 17,94 kg/jam Komposisi urea : Urea = 99,7 % berat H O Jumlah kandungan air dalam urea = = 0,73 % berat 0,73% x 17,94kg/ 100% jam = 1,58 kg/jam Kelarutan urea pada temperatur 70 o C = 68,04 gr/100 ml Jumlah air yang dibutuhkan untuk melarutkan umpan urea : 68,04 gr 100 ml 17,94 x10 x 3 gr x = 64,80 L = 64,80 kg Jumlah total air = 64,80 kg/jam + 1,58 kg/jam = 655,38 kg/jam

10 Tabel A.3. Neraca massa pada Mixing tank Komponen Massa Masuk (kg/jam) Input 1 Input Massa Keluar (kg/jam) Urea 17, ,94 H O 1,58 64,80 655,38 Total 1735,5 64,80 378,33 378,33 4. SEPARATOR (SE-01) Fungsi : Memisahkan H O liquid dari fraksi gas produk reaktor 01 (sintesa formaldehid) setelah melewati cooler pada temperatur 70 o C Gambar : Komponen yang masuk ke dalam separator sama seperti komponen yang keluar dari reaktor 01. Pemisahan antara fasa gas dan cairan pada separator dapat dilihat dari perbedaan titik didihnya. Tabel A.4. Titik didih produk reaktor 01 Komponen Titik didih ( o C) CH 3 OH 64,7 O -183 HCHO -1 CO -19 H O 100 N -195,8

11 Berdasarkan data titik didih diatas maka H O mempunyai fasa liquid karena titik didihnya lebih besar dari temperatur separator 70 o C, sedangkan yang lain masih dalam fasa gas. Pemisahan campuran fasa gas dengan fasa cair di dalam separator juga dapat dilakukan berdasarkan perbedaan tekanan uap. Tekanan uap komponen dapat dihitung dengan menggunakan persamaan Antoine: Keterangan : Pi = Tekanan uap komponen i, mmhg T = Temperatur, K A, B, dan C = Konstanta Antoine Tabel A.5 Konstanta Antoine Komponen A B C CH3OH 18, ,55-34,9 Oksigen 13, ,6-4,1758 HCHO 7, ,39 54,377 CO 6,757 95,8 68,43 Air 16, ,44-38,9974 N 15, ,5 -,1117 (Sumber : Reklaitis, 1983, yaws,himelblau) Untuk HCHO dan CO, persamaan Antoine yang digunakan : Dengan : Pi = Tekanan uap komponen i, mmhg T = temperatur, o C Diketahui temperatur keluaran dari cooler produk reaktor 01 adalah 70 o C. Sehingga diperoleh tekanan uap masing-masing komponen seperti yang tersaji dalam tabel berikut. Tabel A.6 Tekanan Uap pada T = 70 o C Komponen Pi (bar) CH3OH 1,

12 O 115,76711 HCHO 18, CO 936, HO 0, N 19, Jika Pi > P, maka komponen tersebut dalam fasa gas. Dan sebaliknya, jika Pi < P, maka komponen tersebut dalam fasa cair. Di mana P = 1bar, sehingga yang merupakan fasa cair adalah HO, sedangkan yang lainnya merupakan fasa gas. Asumsi seluruh komponen fasa gas ke atas, dan seluruh fasa cair ke bawah. Aliran Masuk : Massa HCHO Massa CH 3 OH Massa O Massa total H O Massa CO Massa N = 106,06 kg/jam = 13,83 kg/jam = 809,85 kg/jam = 817,04 kg/jam = 71,80 kg/jam = 505,77 kg/jam Aliran Keluar : Bagian atas : Massa HCHO Massa CH 3 OH Massa O Massa CO Massa N = 106,06 kg/jam = 13,83 kg/jam = 809,85 kg/jam = 71,80 kg/jam = 505,77 kg/jam Bagian bawah :

13 Massa total H O = 817,04 kg/jam Tabel A.7. Neraca massa pada Separator Komponen Massa Masuk (kg/jam) Massa Keluar (kg/jam) Output Atas Output Bawah CH 3 OH 13,83 13,83 0 O 809,85 809,85 0 HCHO 106,06 106,06 0 CO 71,80 71,80 0 H O 817, ,04 N 505,77 505,77 0 Total 7971, ,31 817, ,35

14 LAMPIRAN B PERHITUNGAN NERACA PANAS Dari perhitungan neraca massa, selanjutnya dilakukan perhitungan neraca energi. Perhitungan neraca energi didasarkan pada: Basis waktu Satuan panas : Jam : Kilo Joule (kj) Temperatur referensi : 5 o C (98,15 K) Neraca energi: {(Energi masuk) (Energi keluar) + (Generasi energi) (Konsumsi energi)} = {Akumulasi energi} (Himmelblau,ed.6, 1996:400) Energi secara umum yang terlibat berupa energi panas (Q) dan kerja (W). Perhatikan Gambar B.1 dibawah ini. m 1 U 1 P 1 K 1 w 1 W Q Sistem m U P K w 1 -W -Q Batas Sistem Gambar B.1. Proses Secara Umum Perpindahan Energi Pada Suatu Sistem Pada Gambar B.1 terlihat proses perpindahan energi secara pada suatu sistem. Pada keadaan 1, suatu materi atau bahan memiliki empat buah energi yaitu energi kinetik (K 1 ), energi potensial (P 1 ), energi dalam (U 1 ), dan energi berupa kerja p 1 v 1

15 (w 1 ) serta memiliki laju alir massa m 1. Materi atau bahan tersebut kemudian melewati sebuah sistem tertentu, dimana materi atau bahan tersebut membutuhkan energi dari luar berupa panas (-Q) dan kerja (-W) atau sebaliknya, dapat menghasilkan energi berupa panas (Q) dan kerja (W). Setelah melewati sistem, bahan atau materi tersebut berada pada keadaan, dimana materi tersebut memiliki energi berupa energi kinetik (K ), energi potensial (P ), energi dalam (U ), dan energi berupa kerja p v (w ) serta memiliki laju alir massa m. Sehingga persamaan neraca energi secara umum menjadi : (U 1 + K 1 + P 1 )m 1 - (U + K + P )m + Q + W + w 1 w = E (U 1 + K 1 + P 1 )m 1 - (U + K + P )m + Q + W + (p 1 v 1 )m 1 - (p v )m = E Jika tidak ada perubahan laju alir massa sebesar m 1 =m =m dan tidak akumulasi energi pada sistem, maka persamaan tersebut dapat disederhanakan menjadi, {(U -U 1 ) + (K -K 1 ) + (P -P 1 ) + (p v ) - (p 1 v 1 )}m = Q + W { U + Ek + P + pv }m = Q + W Sistem berada pada tekanan tetap sehingga terdapat hubungan H = U + pv (Smith, J.M., Ed.6 th, 001, Pers..11., hal. 38) { H + Ek + P}m = Q + W (Himmelblau, D., Ed.6 th, 1996, Pers , hal. 404) Jika pada sistem perubahan energi kinetik dan energi potensial sangat kecil dibandingkan energi yang timbul akibat adanya reaksi maka nilai Ek dan P

16 dapat diabaikan (bernilai nol) dan jika tidak ada kerja yang diberikan atau dihasilkan ke dan dari sistem maka persamaan neraca energi tersebut menjadi, Q = H Q = H = H produk - H reaktan Jika tidak ada panas yang timbul akibat perubahan fasa materi pada suatu sistem maka, Q = H = (Σ n C P dt) keluar (Σ n C P dt) masuk Jika sistem yang ditinjau berada pada keadaan adiabatis maka, 0 = H = (Σ n C P dt) keluar (Σ n C P dt) masuk Keterangan : H = Perubahan Panas (kj) (Σ n C P dt) keluar = (Σ n C P dt) masuk n = Kuantitas Materi (kmol) C P = Kapasitas panas (kj/kmol.k) dt = Perbedaan temperatur (K) (Himmelblau, D., Ed.6 th, 1996, hal. 410)

17 Perhitungan kapasitas panas (Cp) T T ref Cp dt T T ref (A BT CT DT 3 ET 4 )dt T T ref Cp dt A(T T ret B ) (T T ref C ) (T 3 3 T Keterangan : Cp = Kapasitas panas ( kj/kmol K) 3 ref D ) (T 4 4 T 4 ref E ) (T 5 5 T 5 ref ) A,B,C,D,E T ref T = Konstanta = Temperatur referensi = 98,15 K = Temperatur operasi (K) Kapasitas Panas Cairan Tabel B.1. Data konstanta Kapasitas Panas Cairan dalam (J/mol.K) Komponen A B C D E E- HCHO E E E- CH3OH E E- HO E-1-1.7E- CO E E- O E E- N E-13 Sumber : C. L. Yaws, 1999 Kapasitas Panas Gas Tabel B.. Data konstanta Kapasitas Panas Gas dalam (J/mol.K) Komponen A B C D CH3OH E-06 HO E-07 CO(NH) (urea) E-07 Urea formaldehid Sumber : C. L. Yaws, 1999

18 Berikut ini adalah perhitungan neraca panas pada masing-masing alat: 1. Neraca panas di sekitar Vaporizer Fungsi : Menguapkan dan memanaskan campuran CH 3 OH fasa liquid menjadi fasa uap pada temperatur 40 o C sehingga siap diumpankan ke reaktor 01. Gambar B.1 Aliran panas di sekitar Vaporizer Dimana : H 1 = Laju alir panas CH 3 OH masuk vaporizer (kj/jam) H = Laju alir panas CH 3 OH keluar vaporizer (kj/jam) H steam in = Laju alir panas steam masuk (kj/jam) H steam out = Laju alir panas steam keluar (kj/jam) a. Panas masuk vaporizer (aliran 1) T bahan = ( o C) = K T ref = ( o C) = K Tabel B.3 Perhitungan H masuk pada aliran 1 ſc Komponen n (kmol) P dt H 1 (kj/kmol) (kj/jam) CH 3 OH H O Total

19 b. Panas keluar vaporizer (aliran ) T out = ( o C) = K T ref = ( o C) = K Tabel B.4 Perhitungan H keluar pada aliran Komponen n (kmol) ſc P dt H (kj/kmol) (kj/jam) CH 3 OH H O Total c. Menghitung laju alir massa dan laju alir panas steam H steam = H 1 - H = = kj/jam Data steam pada T = ( o C) = K dan P = 8581 kpa: H l = 1344 kj/kg H v = 749 kj/kg λ s = H v H l = = 1405 kj/kg Maka massa steam: Panas steam masuk ( H steam in ) H steam in = W s x H v = ( kg/jam). (749 kj/kg) = kj/jam Panas steam keluar ( H steam out ) H steam out = W s x H l = ( kg/jam). (1344 kj/kg) = kj/jam Setelah dilakukan perhitungan neraca panas pada masing-masing komponen maka dapat disusun tabel neraca panas komponen sebagai berikut: Tabel B.5 Neraca panas di sekitar Vaporizer (VP-101) Komponen Aliran Input (kj/jam) Aliran Output (kj/jam)

20 H 1 H steam in H 0,000 CH 3 OH H steam out 0,000 H O Steam 0, ,000 Sub Total Total Neraca panas di sekitar Heater (HE-101) Fungsi : Memanaskan umpan udara pada temperatur 40 o C sehingga siap diumpankan ke reaktor 01. Gambar B. Aliran panas di sekitar Heater Dimana : H 4 = Laju alir panas udara masuk (kj/jam) H 5 = Laju alir panas udara keluar (kj/jam) H steam in = Laju alir panas steam masuk (kj/jam) H steam out = Laju alir panas steam keluar (kj/jam)

21 a. Panas masuk heater (aliran 4) T bahan = ( o C) = K T ref = ( o C) = K Tabel B.6 Perhitungan H keluar pada aliran 4 Komponen n (kmol) ſc P dt H 4 (kj/kmol) (kj/jam) O N Total b. Panas keluar heater (aliran 5) T out = ( o C) = K T ref = ( o C) = K Tabel B.7 Perhitungan H keluar pada aliran 5 Komponen n (kmol) ſc P dt H 5 (kj/kmol) (kj/jam) O N Total c. Menghitung laju alir massa dan laju alir panas steam H steam = H 5 - H 4 = ( ) kj/jam = kj/jam Data steam pada T = ( o C) = K dan P = 8581 kpa: H l = 1344 kj/kg H v = 749 kj/kg λ s = H v H l = = 1405 kj/kg Maka massa steam: Panas steam masuk ( H steam in )

22 H steam in = W s x H v = ( kg/jam). (749 kj/kg) = kj/jam Panas steam keluar ( H steam out ) H steam out = W s x H l = ( kg/jam). (1344 kj/kg) = kj/jam Setelah dilakukan perhitungan neraca panas pada masing-masing komponen maka dapat disusun tabel neraca panas komponen sebagai berikut: Tabel B.8. Neraca panas di sekitar Heater (HE-101) Aliran Input (kj/jam) Aliran Output (kj/jam) Komponen H 4 H steam in H 5 O N Steam H steam out , , , , Sub Total Total Neraca panas di sekitar Reaktor (R-01) Fungsi : Mereaksikan CH 3 OH fasa gas dengan gas O sehingga akan terbentuk produk utama berupa HCHO

23 Gambar B.3 Aliran panas di sekitar Reaktor Dimana : H 3 = Laju alir panas umpan CH 3 OH dari Vaporizer 101 (kj/jam) H 6 = Laju alir panas umpan udara dari Heater 101 (kj/jam) H 7 = Laju alir panas produk yang keluar Reaktor 01 (kj/jam) H pendingin in = Laju alir panas air pendingin masuk (kj/jam) H pendingin out = Laju alir panas air pendingin keluar (kj/jam) a. Panas masuk pada aliran 3 Panas masuk pada aliran 3 sama dengan panas keluar dari Vaporizer 101 yaitu kj/jam. b. Panas masuk pada aliran 6 Panas masuk pada aliran 6 sama dengan panas keluar dari Heater 101 yaitu kj/jam. c. Panas keluar pada aliran 7 T in T ref = ( o C) = K = ( o C) = K

24 Tabel B.9 Perhitungan H keluar pada aliran 7 Komponen n (kmol) ſc P dt H 7 (kj/kmol) (kj/jam) CH 3 OH O HCHO H O N CO Total d. Menghitung panas reaksi Reaksi yang terjadi di Reaktor: CH 3 OH (g) + ½ O (g) Iron Molybdenum oxide HCHO (g) + H O (g) Reaksi samping : HCHO (g) + ½ O (g) CO (g) + H O (g) (Mc. Ketta, 1988) Neraca panas umum di Reaktor: { } { } { } { } { } (Pers. 8., Fogler., H. Scott, 3 rd Ed) Diasumsikan steady state maka akumulasi = 0 sehingga, Karena sangat kecil dibandingkan dengan maka dapat diabaikan. Reaktor dioperasikan secara isotermal maka { } = 0 sehingga,

25 dimana: Panas pembentukan standar ( H o Rx 98,15 K) Data H o Rx masing-masing komponen pada keadaan standar (98,15 K): ΔH o f CH 3 OH (g) ΔH o f O (g) ΔH o f HCHO(g) ΔH o f H O (g) ΔH o f CO (g) H o Rx 98,15 K Total H o Rx = -48,08 kcal/mol = 0 kcal/mol = -8,9 kcal/mol = -57,7979 kcal/mol = -6,16 kcal/mol = ΔH o f CH 3 OH (g) x mol CH 3 OH (g) = kj/kmol x 4.7 kmol = kj = H produk - H reaktan (Perry, 1997) = ΔH f o (HCHO(g)+ H O (g) +CO (g) ) - ΔH f o (CH 3 OH (g) + O (g) ) Tabel B.10 Perhitungan H o Rx 98,15 K o ΔH Komponen f H o Rx 98,15 K (kj/kmol) (kj) - CH 3 OH O HCHO H O CO Total H reaktan

26 Perubahan entalpi reaktan dari K ke 98,15 K dapat ditentukan dengan menggunakan persamaan berikut : Hasil perhitungan perubahan entalpi reaktan dapat dilihat pada tabel berikut : Tabel B.11 Perhitungan H o reaktan Komponen H o reaktan (kj/kmol) n (kmol) H reaktan (kj) CH 3 OH O Total H produk Perubahan entalpi produk dari 98,15 K ke K dapat ditentukan dengan menggunakan persamaan berikut: Hasil perhitungan perubahan entalpi produk dapat dilihat pada tabel berikut : Tabel B.1 Perhitungan H o produk Komponen H o produk (kj/kmol) n (kmol) H produk (kj) CH 3 OH O HCHO H O CO Total

27 Sehingga : H reaksi = ( H o Rx 98,15 K + H o produk - H o reaktan) = ( ) = kj/jam e. Menghitung kebutuhan air pendingin Panas yang harus diserap = H reaksi Kondisi media pendingin : Jenis pendingin : Air T in = ( o C) = K T out = ( o C) = K (Kern,594) T ref = ( o C) = K Sehingga didapat, ſc P dt = kj/kmol mol pendingin = = = kmol/jam massa pendingin = mol pendingin x mr Menghitung Q pendingin : = kmol/jam x 18 kmol/kg = kg/jam H pendingin in = n ſc P dt = kj/jam H pendingin out = n ſc P dt = kj/jam Setelah dilakukan perhitungan neraca panas pada masing-masing komponen maka dapat disusun tabel neraca panas komponen sebagai berikut:

28 Tabel B.13 Neraca panas di sekitar Reaktor (RE-01) Aliran Generasi (kj/jam) Komponen Aliran Input (kj/jam) Aliran Output (kj/jam) H 3 H 6 H pendingin in H reaksi H 7 H pendingin out CH 3 OH O HCHO H O N CO air Sub Total Total Neraca panas di sekitar cooler (CO-01) Fungsi : Menurunkan temperatur keluaran reaktor 01 dari temperatur 40 o C menjadi 70 o C Gambar B.4 Aliran panas di sekitar cooler Dimana : H 7 = Laju alir panas masuk cooler (kj/jam) H 8 = Laju alir panas keluar cooler (kj/jam) H pendingin in = Laju alir panas pendingin masuk (kj/jam) H pendingin out = Laju alir panas pendingin keluar (kj/jam) a. Panas masuk cooler (aliran 7) Panas masuk ke dalam cooler 01 adalah panas keluaran reaktor 01. T bahan = ( o C) = K

29 T ref = ( o C) = K Tabel B.14.Perhitungan H keluar pada aliran 7 Komponen n (kmol) ſc P dt H 7 (kj/kmol) (kj/jam) CH 3 OH O HCHO H O N CO Total b. Panas keluar cooler (aliran 8) T out = ( o C) = K T ref = ( o C) = K Tabel B.15 Perhitungan H keluar pada aliran 8 Komponen n (kmol) ſc P dt H 8 (kj/kmol) (kj/jam) CH 3 OH O HCHO H O N CO Total c. Menghitung kebutuhan pendingin Panas yang harus diserap = H 7 - H 8 = (193974, ,4546) kg/jam = ,43 kg/jam Kondisi media pendingin : Jenis pendingin : Air T in T out T ref = ( o C) = K = ( o C) = K (Kern,594) = ( o C) = K

30 Sehingga didapat, ſc P dt = 1881,17893 kj/kmol mol pendingin = = = 755,833 kmol/jam massa pendingin = mol pendingin x mr Menghitung Q pendingin : H pendingin in = n ſc P dt = 755,833 kmol/jam x 18 kmol/kg = 13604,81973 kg/jam = 30869,608 kj/jam H pendingin out = n ſc P dt = ,436 kj/jam Setelah dilakukan perhitungan neraca panas pada masing-masing komponen maka dapat disusun tabel neraca panas komponen sebagai berikut: Tabel B.16. Neraca panas di sekitar Cooler (CO-01) Komponen Aliran Input (kj/jam) Aliran Output (kj/jam) H 7 H pendingin in H 8 H pendingin out CH 3 OH , ,000 O HCHO H O N CO Air 0, ,61 0, ,44 Sub Total , ,44 Total 35844, ,489

31 5. Neraca panas di sekitar separator (SE-01) Fungsi : Memisahkan fasa liquid dan fasa gas produk keluaran cooler 01 Gambar B.5 Aliran panas di sekitar separator Dimana : H 8 = Laju alir panas masuk separator (kj/jam) H 9 = Laju alir panas keluar bagian bawah separator (kj/jam) H 10 = Laju alir panas keluar bagian atas separator (kj/jam) a. Panas masuk separator (aliran 8) Panas masuk ke dalam separator 01 adalah panas keluaran cooler 01. T in = ( o C) = K T ref = ( o C) = K Tabel B.17 Perhitungan H keluar pada aliran 8 Komponen n (kmol) ſc P dt H 8 (kj/kmol) (kj/jam) CH 3 OH O HCHO H O N CO Total

32 b. Panas keluar cooler (aliran 9) T out (trial) = ( o C) = K T ref = ( o C) = K Tabel B.18 Perhitungan H keluar pada aliran 9 Komponen n (kmol) ſc P dt H 9 (kj/kmol) (kj/jam) H O Total c. Panas keluar cooler (aliran 10) T out (trial) = ( o C) = K T ref = ( o C) = K Tabel B.19 Perhitungan H keluar pada aliran 10 Komponen n (kmol) ſc P dt H 10 (kj/kmol) (kj/jam) CH 3 OH O HCHO N CO Total Setelah dilakukan perhitungan neraca panas pada masing-masing komponen maka dapat disusun tabel neraca panas komponen sebagai berikut: Tabel B.0. Neraca panas di sekitar Separator (SE-01) Aliran Input Aliran Output (kj/jam) Komponen (kj/jam) H 8 H H 10 9 CH 3 OH O HCHO ,000 0,000 0,000 H O ,000 N ,000 CO ,

33 Sub Total Total Neraca panas di sekitar Heater (HE-10) Fungsi : Memanaskan air umpan untuk pelarut urea pada temperatur 4 o C Gambar B.6 Aliran panas di sekitar Heater Dimana : H 13 = Laju alir panas air masuk (kj/jam) H 14 = Laju alir panas air keluar (kj/jam) H steam in = Laju alir panas steam masuk (kj/jam) H steam out = Laju alir panas steam keluar (kj/jam) a. Panas masuk heater (aliran 13) T bahan = ( o C) = K T ref = ( o C) = K Tabel B.1 Perhitungan H keluar pada aliran 13 ſc Komponen n (kmol) P dt H 13 (kj/kmol) (kj/jam) H O Total b. Panas keluar heater (aliran 14) T out = ( o C) = K

34 T ref = ( o C) = K Tabel B. Perhitungan H keluar pada aliran 14 ſc Komponen n (kmol) P dt H 14 (kj/kmol) (kj/jam) H O Total c. Menghitung laju alir massa dan laju alir panas steam H steam = H 14 - H 13 = ( ) kj/jam = kj/jam Data steam pada T = ( o C) = K dan P = 8581 kpa: H l = 1344 kj/kg H v = 749 kj/kg λ s = H v H l = = 1405 kj/kg Maka massa steam: Panas steam masuk ( H steam in ) H steam in = W s x H v = ( kg/jam). (749 kj/kg) = kj/jam Panas steam keluar ( H steam out ) H steam out = W s x H l = ( kg/jam). (1344 kj/kg) = kj/jam Setelah dilakukan perhitungan neraca panas pada masing-masing komponen maka dapat disusun tabel neraca panas komponen sebagai berikut:

35 Tabel B.3. Neraca panas di sekitar Heater (HE-10) Aliran Input (kj/jam) Aliran Output (kj/jam) Komponen H 13 H steam in H 14 H steam out H O 0,000 0, Steam 0, , Sub Total Total Neraca panas di sekitar Mixing Tank (MT-101) Fungsi : Melarutkan urea ( CO(NH) )menggunakan air sebagai umpan reaktor 0 Gambar B.7 Aliran panas di sekitar Mixing Tank Dimana : H 1 = Laju alir panas CO(NH) (kj/jam) H 14 = Laju alir panas air (kj/jam) H 15 = Laju alir panas CO(NH) solution (kj/jam) Neraca Energi di Mixing Tank: {( H 1 + H 14 ) ( H 15 ) + ( H pengenceran ) (0)} = {0} ( H 1 + H 14 + H pengenceran ) H 3 = 0

36 1) Panas masuk pada aliran 1 T in T ref = ( o C) = K = ( o C) = K Tabel B.4 Perhitungan H masuk pada aliran 1 Komponen n (kmol) ſc P dt H 1 (kj/kmol) (kj/jam) CO(NH) H O Total ) Panas masuk pada aliran 14 T in T ref = ( o C) = K = ( o C) = K Tabel B.5 Perhitungan H masuk pada aliran 14 ſc Komponen n (kmol) P dt H 14 (kj/kmol) (kj/jam) H O Total ) Panas pengenceran Diketahui : Panas pelarutan CO(NH) = 0.3 kkal/kgr.c (Sumber: Perry ed.8, Tabel -18) Massa CO(NH) yang akan dilarutkan sebanyak = kg/jam Maka panas pengenceran : H pengenceran = Panas pelarutan CO(NH) x massa CO(NH) x Temperatur pelarutan H pengenceran = (0.3 kkal/kg.c).(17.94 kg/jam).(70 o C) H pengenceran = ( kkal/jam ) = kj/jam

37 4) Menghitung panas dan temperatur pada aliran 15 Untuk mendapatkan temperatur keluaran dari Mixing Tank maka perlu dilakukan perhitungan trial and error dimana H hitung harus sama dengan H 15. Dengan bantuan solver Excel maka didapatkan hasil sebagai berikut: Neraca energi: ( H 1 + H 14 + H pengenceran ) H 15 = 0 H 15 = H 1 + H 14 + H pengenceran H 15 = kj/jam T in (trial) T ref = ( o C) = K = ( o C) = K Tabel B.6 Perhitungan H keluar pada aliran 15 Komponen n (kmol) ſc P dt H 1 (kj/kmol) (kj/jam) CO(NH) H O Total Setelah dilakukan perhitungan neraca panas pada masing-masing komponen maka dapat disusun tabel neraca panas komponen sebagai berikut: Tabel B.7 Neraca panas di sekitar Mixing Tank (MT-101) Aliran Aliran Output Aliran Input (kj/jam) Komponen Generasi (kj/jam) H 1 H 14 (kj/jam) H 15 CO(NH) ,000 0, H O , Q pengenceran 0,000 0, ,000 Sub Total Total Neraca panas di sekitar Reaktor (R-0)

38 Fungsi : Mereaksikan gas HCHO dengan CO(NH) solution sehingga akan terbentuk produk utama berupa urea formaldehid Gambar B.8 Aliran panas di sekitar Reaktor Dimana : H 11 = Laju alir panas umpan HCHO dari separator 101 (kj/jam) H 16 = Laju alir panas umpan CO(NH) solution dari mixing tank 101 (kj/jam) H 17 = Laju alir panas gas buang yang keluar Reaktor 0 (kj/jam) H 18 = Laju alir panas produk yang keluar Reaktor 0 (kj/jam) H pendingin in = Laju alir panas air pendingin masuk (kj/jam) H pendingin out = Laju alir panas air pendingin keluar (kj/jam) a. Panas masuk pada aliran 11 Panas masuk pada aliran 11 sama dengan panas keluar dari bagian atas separator 101 yaitu kj/jam.

39 b. Panas masuk pada aliran 16 Panas masuk pada aliran 16 sama dengan panas keluar dari mixing tank 101 yaitu kj/jam. c. Panas keluar pada aliran 17 T out T ref = ( o C) = K = ( o C) = K Tabel B.8 Perhitungan H keluar pada aliran 17 Komponen n (kmol) ſc P dt H 17 (kj/kmol) (kj/jam) CH 3 OH O HCHO CO N Total d. Panas keluar pada aliran 18 T out T ref = ( o C) = K = ( o C) = K Tabel B.9 Perhitungan H keluar pada aliran 18 Komponen n (kmol) ſc P dt H 17 (kj/kmol) (kj/jam) H O CO(NH) UF UF UF Total e. Menghitung panas reaksi Reaksi yang terjadi di Reaktor: 13CO(NH l ) 18 CH ( ) O(g) 9 HOCH NHCONH l ( )

40 Neraca panas umum di Reaktor: 3 NHCONH(CH OH) NHCON(CH (l) OH) 3(l) (Kirk Othmer, 1955). { } { } { } { } { } (Pers. 8., Fogler., H. Scott, 3 rd Ed) Diasumsikan steady state maka akumulasi = 0 sehingga, Karena sangat kecil dibandingkan dengan maka dapat diabaikan. Reaktor dioperasikan secara isotermal maka { } = 0 sehingga, dimana: Panas pembentukan standar ( H o Rx 98,15 K) Data H o Rx masing-masing komponen pada keadaan standar (98,15K): ΔH o f CO(NH ) ΔH o f CH O (g) ΔH o f UF 1 ΔH o f UF ΔH o f UF 3 H o Rx 98,15 K = -6,0045 kcal/mol = -6,880 kcal/mol = -6,658 kcal/mol = -99,71 kcal/mol = -137,706 kcal/mol (Perry, 1997) = ΔH f o CO(NH ) (g) x mol CO(NH ) (g) = kj/kmol x 7.8 kmol

41 Total H o Rx = kj = H produk - H reaktan = ΔH f o (UF 1 + UF + UF 3 ) - ΔH f o (CO(NH ) + CH O) Tabel B.30 Perhitungan H o Rx 98,15 K o ΔH Komponen f H o Rx 98,15 K (kj/kmol) (kj) - HCHO CO(NH) UF UF UF Total H reaktan Perubahan entalpi reaktan dari K ke 98,15 K dapat ditentukan dengan menggunakan persamaan berikut : Hasil perhitungan perubahan entalpi reaktan dapat dilihat pada tabel berikut : Tabel B.31 Perhitungan H o reaktan Komponen H o reaktan (kj/kmol) n (kmol) H reaktan (kj) HCHO CO(NH) Total

42 H produk Perubahan entalpi produk dari 98,15 K ke K dapat ditentukan dengan menggunakan persamaan berikut: Hasil perhitungan perubahan entalpi produk dapat dilihat pada tabel berikut : Tabel B.3 Perhitungan H o produk Komponen H o produk (kj/kmol) n (kmol) H produk (kj) HCHO CO(NH) UF UF UF Total Sehingga : H reaksi = H o Rx 98,15 K + H o produk - H o reaktan = = kj/jam f. Menghitung kebutuhan pendingin Panas yang harus diserap = H reaksi Kondisi media pendingin : Jenis pendingin : Air T in = ( o C) = K T out = ( o C) = K (Kern,594) T ref = ( o C) = K Sehingga didapat, ſc P dt = kj/kmol mol pendingin = =

43 = kmol/jam massa pendingin = mol pendingin x mr Menghitung Q pendingin : = kmol/jam x 18 kmol/kg = kg/jam H pendingin in = n ſc P dt = kj/jam H pendingin out = n ſc P dt = kj/jam Setelah dilakukan perhitungan neraca panas pada masing-masing komponen maka dapat disusun tabel neraca panas komponen sebagai berikut: Tabel B.33 Neraca panas di sekitar Reaktor (RE-0) Aliran Generasi Aliran Input (kj/jam) Komponen (kj/jam) Aliran Output (kj/jam) H 11 H 16 H pendingin in H reaksi H 17 H 18 H pendingin out CH 3 OH O HCHO CO N H O CO(NH) UF UF UF Amonia Sub Total Total Neraca panas di sekitar cooler (CO-301) Fungsi : Menurunkan temperatur keluaran reaktor 0 dari temperatur 70 o C menjadi 30 o C

44 Gambar B.9 Aliran panas di sekitar cooler Dimana : H 18 = Laju alir panas keluaran reaktor 0 masuk (kj/jam) H 19 = Laju alir panas keluaran reaktor 0 keluar (kj/jam) H pendingin in = Laju alir panas pendingin masuk (kj/jam) H pendingin out = Laju alir panas pendingin keluar (kj/jam) a. Panas masuk cooler (aliran 18) Panas masuk ke dalam cooler 301 adalah panas keluaran reaktor 0. T in = ( o C) = K T ref = ( o C) = K Tabel B.34 Perhitungan H keluar pada aliran 18 Komponen n (kmol) ſc P dt H 18 (kj/kmol) (kj/jam) H O CO(NH) UF UF UF Total b. Panas keluar cooler (aliran 19) T out = ( o C) = K T ref = ( o C) = K Tabel B.35 Perhitungan H keluar pada aliran 19 Komponen n (kmol) ſc P dt H 19 (kj/kmol) (kj/jam)

45 H O CO(NH) UF UF UF Total c. Menghitung kebutuhan pendingin Panas yang harus diserap = H 18 - H 19 = ( ) kg/jam = kg/jam Kondisi media pendingin : Jenis pendingin : Air T in T out T ref = ( o C) = K = ( o C) = K (Kern,594) = ( o C) = K Sehingga didapat, ſc P dt = kj/kmol mol pendingin = = = 7.63 kmol/jam massa pendingin = mol pendingin x mr Menghitung Q pendingin : = 7.63 kmol/jam x 18 kmol/kg = kg/jam H pendingin in = n ſc P dt = kj/jam H pendingin out = n ſc P dt

46 = kj/jam Setelah dilakukan perhitungan neraca panas pada masing-masing komponen maka dapat disusun tabel neraca panas komponen sebagai berikut: Tabel B.36. Neraca panas di sekitar Cooler (CO-301) Aliran Input (kj/jam) Aliran Output (kj/jam) Komponen H 18 H pendingin in H 19 H pendingin out H O ,000 0, CO(NH) UF UF UF Amonia 0, , Sub Total Total

47 LAMPIRAN C PERHITUNGAN SPESIFIKASI PERALATAN PROSES 1. Tangki Penyimpan Metanol (TP-101) Fungsi : Menyimpan metanol dalam keadaan cair dengan kapasitas 3.533,754 m 3 selama 7 hari Tipe Tangki : Silinder vertikal dengan dasar datar (flat bottom) dan Atap (head) berbentuk Torispherical Roof Bahan : Carbon Steel SA-83 Grade C Pertimbangan : Mempunyai allowable stress cukup besar Harganya relatif murah Tahan terhadap korosi Kondisi Operasi : Temperatur design : 50 o C Temperatur fluida : 30 o C Tekanan : 1 atm Gambar C.1. Tangki penyimpanan metanol

48 a. Menentukan Temperatur dan Tekanan Penyimpanan Siang hari, diperkirakan temperatur dinding tangki mencapai 50 o C. Perancangan 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 o C, 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 o C. Dengan cara trial tekanan pada temperatur 50 o C, maka diperoleh hasil sebagai berikut: Tabel C.1. Hasil perhitungan tekanan fluida di dalam tangki Komponen kg/jam kmol/jam zf Pi, (Pa) Ki = Pi/P yf = Ki. zf metanol 1.38,75 43,150 0, ,684 83,803 83,655 H O 1,380 0,077 0, ,487 18,588 0,033 T P TOTAL 1.384,130 43,7 1,000 83,688 = 50 o C = 0,546 atm Sehingga desain tangki dilakukan pada kondisi: T = 50 o C P = 1 atm + 0,546 atm = 1,546 atm =,76 psi

49 b. Menghitung densitas campuran Tabel.C.. Densitas campuran Komponen Kg/jam wi ρ (kg/m3) wi/ρ metanol 1.38,75 0, ,78 1,31E-03 H O 1,380 0,001 98,79 1,01E-06 TOTAL 1.384,130 1,000 1,31E-03 liquid = wi wi 1 = 0,00131 = 763,898 kg/m 3 = 47,688 lb/ft 3 c. Menghitung Kapasitas Tangki Waktu tinggal Jumlah = 7 hari = 1384,13 kg/jam x 4 jam x 7 hari = 3.533,754 kg m liquid Volume liquid = ρ liqud 3.533,75 4 kg = 3 763,898 kg/m = 304,404 m 3 = ,540 ft 3 Over Design = 0 % (Peter and Timmerhaus, 1991) V tangki = (100/80) x V liquid = (100/80) x 304,404 m 3 = 380,505 m 3 = ,96 ft 3

50 d. Menentukan Rasio H s /D V tangki = V shell + V tutup = ¼ π D H + 0, D 3 + ¼ π D sf A tangki = A shell + A tutup = (¼ π D + π D H) + 0,84 D Keterangan : D = diameter tangki, in sf = straight flange, in (dipilih sf = 3 in) Berdasarkan Tabel 4-7 Ulrich 1984, dimana : H s < (Ulrich, 1984) D 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.3. berikut. Tabel C.3. Hasil Trial H s /D Terhadap Luas Tangki Trial H/D D (ft) H (ft) A (ft ) V silinder, ft 3 V head, ft 3 V sf, ft 3 Vtotal (ft 3 ) 1 0,50 30,87 15,143.93, ,58.35, , ,96 0,60 8,800 17,80.91, ,46.0,683 16, ,96 3 0,70 7,569 19,98.907, , ,18 149, ,96 4 0,7 7,346 19, , , , , ,96 5 0,73 7,38 19, , , ,06 145, ,96 6 0,74 7,131 0, , , ,06 144, ,96 7 0,80 6,54 1,19.911, , ,07 138, ,96 8 0,90 5,6 3,060.93, , ,45 18, ,96 9 1,00 4,83 4,83.939, , ,449 11, , ,10 4,131 6, , , , , , ,0 3,503 8,03.980, , ,34 108, ,96 1 1,30,935 9, , , ,55 103, , ,40,419 31, , , ,13 98, , ,50 1,947 3, , , ,066 94, ,96

51 Luas, A 3, Rasio H/D Optimum 3, , , , , , , H/D Gambar C.. Rasio H s /D Optimum Terlihat bahwa rasio H s /D yang memberikan luas tangki yang paling kecil yaitu 0,7-0,7. Maka untuk selanjutnya digunakan rasio H s /D = 0,7. D = 7,569 ft = 330,83 in = 8,403 m D standar H H standar = 8 ft (336 in) = 19,98 ft = 31,576 in = 5,88 m = 0 ft (40 in) Cek rasio H/D : H s /D = 0/8 = 0,714 memenuhi (0,7-0,7)

52 e. Menentukan Jumlah Courses Lebar plat standar yang digunakan : L = 7 in (Appendix E, item 1, B & Y) = 6 ft Jumlah courses = 0 ft 6 ft = 3,33 buah = 4 buah f. Menentukan Tinggi Cairan di dalam Tangki V shell = ¼ π D H = ¼ π (8 ft). 0 ft = 1.308,8 ft 3 V dh = 0, D 3 = 0, (8 ft) 3 = 1,076 ft 3 V sf = ¼ π D sf = ¼ π.(336 in).3 = ,08 in 3 = 153,86 ft 3 V tangki baru = V shell + V dh + V sf = 1.308,8 + 1, ,86 = 1.463,736 ft 3 = 35,936 m 3 V ruang kosong = V tangki baru - V liquid = 1.463, ,54 = 1.714,195 ft 3

53 V shell kosong = V ruang kosong (V dh + V sf ) = 1.714,195 (1, ,86) = 1.559,6 ft 3 4. Vshell H shell kosong =. D kosong ,6 8 = =,534 ft H liquid = H shell H shell kosong = 0 ft,534 ft = 17,466 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 permukaan zat cair tersebut ke dasar tangki. Sehingga tekanan paling besar adalah tekanan paling bawah. Tekanan desain dihitung dengan persamaan : P abs = P operasi + P hidrostatis Untuk menentukan tekanan hidrostatis, jika densitas fluida lebih kecil dari densitas air, maka densitas yang digunakan adalah densitas air (Brownell & Young,1959: 46). Maka untuk selajutnya digunakan densitas air pada suhu 60 o F: air = 999,074 kg/m 3 = 6,370 lb/ft 3 g H g c P hidrostatis = 144 L

54 6,370 = 3 lb/ft 9,81 9, ,466 ft = 7,565 psi P operasi =,76 psi P abs = 7,565 psi +,76 psi = 30,91 psi Tekanan desain 5-10 % di atas tekanan kerja normal/absolut (Coulson, vol 6, hal. 637). Tekanan desain yang dipilih 10 % diatasnya. Tekanan desain pada courses ke-1 (plat paling bawah) adalah: P desain = 1,1 x P abs = 1,1 x 30,91 psi = 33,30 psi Berikut ini adalah tabel perhitungan tekanan desain untuk setiap courses : Tabel C.4. Tekanan Desain Masing-masing Courses Courses H (ft) H L (ft) P hid (psi) P absolut (psi) P desain (psi) ,466 7,565 30,91 33, ,466 4,966 7,693 30, ,466,368 5,094 7, ,534-0,31,495 4,745 h. Menentukan Tebal dan Panjang Shell Tebal Shell Untuk menentukan tebal shell, persamaan yang digunakan adalah : P d.ri ts c (pers Brownell & Young,1959,hal.54) f.e - 0,6.P t s P. d c.( f. E 0,6 P) keterangan : ts = ketebalan dinding shell, in Pd = tekanan desain, psi

55 D f = diameter tangki, in = nilai tegangan material, psi Carbon Steel SA-83 Grade C psi (Tabel 13.1, Brownell & Young, 1959:51) E = efisiensi sambungan = 80% (Tabel 13., B & Y, hal 54) jenis sambungan las (single-welded butt joint without backing strip, no radiographed) C = korosi yang diizinkan (corrosion allowance) 0,5 in/0 th (Timmerhaus, 1991) Menghitung ketebalan shell (t s ) pada courses ke-1: t s = 33,30 psi x 336 in + 0,50 in x((1.650 psix 0,8)- (0.6 33,30)) = 0,804 in (1,000 in) Tabel C.5. Ketebalan shell masing-masing courses Courses H (ft) P desain (psi) t s (in) ts standar (in) ,30 0,804 1, ,46 0,757 1, ,603 0,709 1, ,745 0,661 1,000 Panjang Shell Untuk menghitung panjang shell, persamaan yang digunakan adalah : π. D weld L = o - ( length) 1. n (Brownell and Young,1959:55) keterangan : L D o n weld length = Panjang shell, in = Diameter luar shell, in = Jumlah plat pada keliling shell = Banyak plat pada keliling shell dikalikan dengan banyak sambungan pengelasan vertikal yang diizinkan.

56 = n x butt welding Menghitung panjang shell (L) pada courses ke-1 : t s D o = 1,000 in = D i +.t s = ( x 1,000) = 338,000 in n = 10 buah butt welding = 5/3 in (Brownell and Young,1959,hal. 55) (3,14).(338in) - (1,563in) L = 1 x 10 = 8,831 in Tabel C.6. Panjang shell masing-masing courses Plat ts, (in) do (in) L (in) 1 1, ,000 8,831 1, ,000 8, , ,000 8, , ,000 8,831 i. Desain Head (Desain Atap) Bentuk atap yang digunakan adalah torispherical flanged and 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 flanged dan dished head, mempunyai rentang allowable pressuse antara 15 psig (1,007 atm) sampai dengan 00 psig (13,609 atm) (Brownell and Young, 1959).

57 sf OA OD icr B b = tinngi dish A a ID r t Gambar C.3. Torispherical flanged and dished head. C Menghitung tebal head minimum Menentukan nilai stress intensification untuk torispherical dished head dengan menggunakan persamaan (Brownell and Young, 1959): w = Diketahui : r c = 336 in icr = 0,160 in s Maka : w = , 160 = 1,771 in rc icr (Brownell and Young,1959.hal.58) Menentukan tebal head dengan menggunakan persamaan (Brownell and Young,1959: 58): t h = P.r c.w C fe 0,P 33, ,771 = 0, 5 ( ,8) (0, 33,30)

58 = 1,30 in (dipakai plat standar 1 1/ in) Untuk t h = 1 1/ in, Dari Tabel 5.8 (Brownell and Young, 1959) diperoleh: sf = 1,5 4,5 in Direkomendasikan nilai sf = 3 in Keterangan : t h = Tebal head (in) P = Tekanan desain (psi) r c = 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 = rc ID ( rc icr ) icr 336 = 336 (336 0,160) 0,160 = 56,897 in Tinggi Head (OA) OA = th + b + sf (Brownell and Young,1959:87) OA = 1,5 + 56, = 61,397 in = 5,116 ft j. Menentukan Tinggi Total Tangki Untuk mengetahui tinggi tangki total digunakan persamaan: H total = H shell + H head = ,397 in = 301,397 in = 5,116 ft

59 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). Tegangan kerja pada bottom : Compressive stress yang dihasilkan oleh metanol S 1 = w 1 4 D i Keterangan : S 1 = Compressive stress (psi) w = Jumlah metanol (lbm) D i = Diameter dalam shell (in) = konstanta (= 3,14) (Brownell and Young,1959:156) S 1 = ,853 lb 1 (3,14)(336 in) 4 = 5,785 psi Compressive stress yang dihasilkan oleh berat shell S Xρ s (Brownell and Young,1959:156) 144 Keterangan : S = Compressive stress (psi) X = Tinggi tangki s = Densitas shell = 490 lbm/ft 3 untuk material steel = konstanta (= 3,14)

60 S = 5, = 85,465 psi Tegangan total yang bekerja pada lantai : S t = S 1 + S = 5,785 psi + 85,465 psi = 91,49 psi Batas tegangan lantai yang diizinkan : S t < tegangan bahan plat (f) x efisiensi pengelasan (E) 91,49 psi < (1.650 psi) x (0,75) 91,49 psi < 9.487,5000 psi (memenuhi) Tabel. C.7. Spesifikasi Tangki Penyimpanan Metanol (TP-101) Alat Tangki Penyimpanan metanol Kode Fungsi Bentuk TP-101 Kapasitas 35,936 m 3 Menyimpan metanol dengan kapasitas 3.533,754 kg selama 7 hari Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk torispherical. Dimensi Diameter shell (D) = 8 ft Tekanan Desain Bahan Jumlah Tinggi shell (Hs) Tebal shell (t s ) Tinggi atap Tebal head Tinggi total 33,30 psi = 0 ft = 1 in = 5,116 ft = 1 1/ in = 5,116 ft Carbon Steel SA-83 Grade C 1 Buah

61 . Pompa (PP-101) Fungsi : Mengalirkan metanol dari Tangki Penyimpanan (TP-101) menuju Vaporizer (VP-101) Tipe Pompa : Centrifugal pump Bahan konstruksi : Stainless Steel (austenitic) AISI tipe 316 Alasan 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 T 1 P 1 z 1 F V 1 T P z F V Gambar C.4. Skema Aliran pada Pompa 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

62 Asumsi : Sifat-sifat fisis cairan dianggap tetap Fluida incompressible Data-data perhitungan : feed = 763,898 kg/m 3 feed = 0,5534 cp = 0,0006 kg/m.s Suction : Discharge : T 1 = 30 o C P 1 = 1 atm G V = 1384,19489 kg/jam T = 30 o C P = 1 atm G V = 1384,19489 kg/jam a. Menghitung Debit Cairan Diambil over design = 10% F V design = 1,1 x 1384,19489 kg/jam Gv Q = 15,544 kg/jam = 0,49 kg/detik 1384, ,898 = 1,8119 m 3 /jam = 7,9786 gal/min

63 b. Menghitung Diameter Pipa Diameter pipa optimum untuk material stainless steel dihitung dengan persamaan (Coulson, 1983, pers. 5.14): D opt = 6 G 0,5-0,35 Keterangan : D opt G = Diameter pipa optimum (mm) = Laju alir massa (kg/s) = Densitas larutan (kg/m 3 ) D opt = 6 (0,49 kg/s) 0,5 (763,898 kg/m 3 ) -0,35 = 14,3939 mm = 0,5667 in Dari Tabel 13 App. D Peters and Timmerhaus, 1980, diperoleh ukuran comersial pipe : Tabel C.8. Ukuran Comersial Pipe Karakteristik In M NPS ¾ 0,0191 Sch. 40,0000 ID 0,840 0,014 OD 1,0500 0,067 A 0,5570 0,0004 c. Menentukan Bilangan Reynold (N Re ) Bilangan reynold (N Re ) dapat dihitung dengan persamaan (Geankoplis, 1993, pers.4.5-5) : N Re = ρ x ID x v μ Keterangan : N Re = Bilangan Reynold

64 = Densitas larutan (kg/m 3 ) ID v = Diameter dalam pipa (m) = Kecepatan aliran (m/s) = Viskositas larutan (kg/m.s) 4Qtan Dimana : Kecepatan aliran, v D gki = 4 0,0005 3,14 (0,014 ) = 1,4018 m/det 3 763,898 kg/m N Re = 1,4018 m/s 0,014 m 0,0006 kg/m. s = 41379,918 (turbulent, N Re > 4000) d. Menghitung Panjang Equivalent Faktor koreksi, = 1 Diameter pipa = 0,840 in = 0,014 m Roughness, ε = 0, (untuk pipa comercial steel) ε /D = 0,00 Dari gambar..10-3, Geankoplis, 1993, diperoleh f = 0,0070 Untuk panjang equivalent, dari gambar 17 Brown, 1950, diperoleh : Tabel C.9. Panjang equivalent Komponen Jumlah Le (Feet) Le (m) Total Pipa lurus 1, ,440 30,000 30,000 Standard elbow 3,000 4,5000 1,3716 4,1149 Globe valve 1, ,0000 1,191 1,191 Gate valve fully open 1,0000 1,0000 0,3048 0,3048 Total Panjang Equivalent 46,6118

65 e. Menghitung Friction loss a. Friksi karena kontraksi dari tangki ke pipa. h c = A A 0,551 1 V V = K c Keterangan : h c V = friction loss = kecepatan pada bagian downstream = faktor koreksi, aliran turbulen =1 A = luas penampang yang lebih kecil A 1 = luas penampang yang lebih besar A /A 1 = 0 Kc = 0,55000 h c = = V K c (Pers , Geankoplis, 1993) (1,4018 ) 0,55 1 = 0,5404 J/kg b. Friksi pada pipa lurus N Re = 41379,918 /ID = 0,00 f = 0,0070 (Gambar..10-3, Geankoplis,1993) F f = L V 4 f = ID (46,6118 ) (1,4018) 4 x 0,007 (0,014 ) (1) = 59,9555 J/kg

66 c. Friksi pada sambungan (elbow) Jumlah elbow = 3 K f = 0,75000 (tabel.10-1, Geankoplis) V h f = K f = (1,4018) 3 0,75 (1) =,106 J/kg d. Friksi karena ekspansi K ex = A A 0 1,551 A = luas penampang yang lebih kecil A 1 = luas penampang yang lebih besar A /A 1 = 0 K ex = 0,55 h e = V K ex = (1,4018) 0,55 ( 1) = 0,5404 J/kg e. Friksi pada valve Globe valve wide = 1 = K f = 9,5 (tabel.10-1, Geankoplis, 1983) Gate valve wide = 1 = K f = 0,17 (tabel.10-15, Geankoplis, 1983) h f V = K f = (1,4018) ((1 9,5) (1 0,17)) ( 1) = 9,5005 J/kg

67 Total friksi, ΣF = h C + F f + h f, elbow + h e + h f, valve = 0, ,9555 +, , ,5005 = 7,7473 J/kg f. Menghitung tenaga pompa yang digunakan Persamaan neraca energi yang dijelaskan melalui persamaan Bernaulli (pers..7-8 Geankoplis, 1983) : V V p p 1 1 -Ws.η = g Z Z1 1,4018 = 9,8 3,0 101,35-101, = 10,1653 J/kg F 7,7473 -Wp = 10,1653 J/kg Dimana η = 9 % dari Gambar.3.3-, Geankoplis, 1983 Hal: 146, maka : -W P = 10,1653 0,9 = 35,94 J/kg Power, P = G. -W P = 0,49 kg/s. 35,94 J/kg = 148,99 J/s = 0,149 kw = 0,1998 hp Jadi digunakan pompa dengan daya 0,5 hp. Menghitung NPSH Cek Kavitasi: P v = 0,063 atm

68 NPSH (Net Positive Suction Head) available : NPSH A P1 PV g H suction F suction NPSH A = 13,1654 m NPSH (Net Positive Suction Head) Required : Dari gambar 7. b Walas : C Q = 0,035 S = 7900 (single suction) Putaran spesifik pompa, n = rpm (Fig. 5.6 Coulson, 1983) Q = 7,9786 gal/min NPSH required = n Q S 0,5 4 / 3 (pers Walas, 1988) = 1,3486 ft = 0,4110 m Kalau (NPSH)r lebih kecil maka pompa dibawah sehingga suction mengalami tekanan lebih besar. Diperoleh : (NPSH) available > (NPSH) required Pompa aman dari kavitasi. Tabel C.10. Spesifikasi Pompa (PP-101) Alat Feed Pump Fungsi Mengalirkan metanol dari TP-101 menuju ke VP-101 Jenis Centrifugal pump, single suction, single stage Bahan Konstruksi Stainless Steel (austenitic) AISI tipe 316 Kapasitas 7,9786 gpm Efisiensi Pompa 9 % Dimensi NPS = 0,75 in Sch = 40 in Power motor 0,5 hp NPSH 0,4110 m Jumlah 1 buah

69 3. Vaporizer (VP 01) Fungsi : Menguapkan dan memanaskan campuran CH 3 OH fasa liquid menjadi fasa uap Kode : VP-01 Bentuk : silinder, alas ellipsoidal, dan tutup ellipsoidal Bahan konstruksi : Carbon steel, SA-83 Grade C Kondisi operasi : P = 1 atm ; T = 40 C Gambar : Gambar C.5. Long Tube Vertical Vaporizer

70 1. Komposisi Input VP 01 CH 3 OH H O Total = 138,7 kg/jam = 1,38 kg/jam = 1384,13 kg/jam Pada komposisi input, umpan berada dalam fase cair.. Komposisi output VP 01 CH 3 OH H O = 138,7 kg/jam = 1,38 kg/jam Total = 1384,13 kg/jam Pada komposisi output, metanol dan air berada dalam fase uap. Tabel C.11. Neraca Massa di Vaporizer (VP 01) KOMPONEN Input (Kg/jam) Output (Kg/jam) Aliran 1 Aliran CH 3 OH 138,75 138,75 H O 1,38 1,38 Total 1384, ,13 Dari perhitungan neraca panas Panas Aliran Umpan Masuk (aliran 1) Q umpan Tref T 363,15 = m Cp 98,15 dt = 98,15 K = 303,15 K Tabel C.1. Panas aliran masuk Vaporizer (VP-01) Komponen kg/jam ſc P dt (kj/kmol) H 1 (kj/jam) CH 3 OH 138, H O 1, Total 1384,

71 Panas Aliran Keluar Panas aliran liquid keluar (aliran ) Q produk Tref T 513,15 = m Cp 98,15 = 98,15 K = 513,15 K dt Tabel C.13. Panas aliran keluar Vaporizer (VP-01) Komponen kg/jam ſc P dt (kj/kmol) H (kj/jam) CH 3 OH 138, H O 1, Total 1384, Kebutuhan steam H steam = H 1 - H = = kj/jam Data steam pada T = ( o C) = K dan P = 8581 kpa: H l = 1344 kj/kg H v = 749 kj/kg λ s = H v H l = = 1405 kj/kg Maka massa steam: Panas steam masuk ( H steam in ) H steam in = W s x H v = ( kg/jam). (749 kj/kg)

72 = kj/jam Panas steam keluar ( H steam out ) H steam out = W s x H l = ( kg/jam). (1344 kj/kg) = kj/jam Tabel C.14. Neraca Energi Vaporizer Komponen Aliran Input (kj/jam) H 1 H steam in H Aliran Output (kj/jam) H steam out 0,000 0,000 CH 3 OH H O Steam 0, , Sub Total Total Pemilihan tube Untuk Vaporizer jenis standard vertical tube, koefisien transfer panas U D = Btu/hr.ft. o F Dipilih : U D = 350 Btu/hr.ft. o F Fluida panas (shell) T in T out W = 300 o C = 300 o C = 33,7 kg/jam = 733,5 lb/jam Fluida dingin (tube) t in t out W = 30 o C = 40 o C = 1384,13 kg/jam

73 = 3051,5 lb/jam Menghitung T LMTD T LMTD = ( T 1 t ) ( T t1) ( T1 t ) Ln ( T t ) = 51,3158 o F 1 Pemanasan dari suhu umpan ke titik didihnya 64,7 C jumlah panas yang harus disuplai atau yang dibutuhkan oleh fluida dingin adalah = ,1691 kj/jam. Q = ,1691 kj/jam = ,1747 Btu/jam Luas perpindahan panas : A = U Q. D T = 5,037 ft Menentukan dimensi tube : Vertical tube vaporizer : OD = 0,75 in L = 10 ft (4-10 ft) (Minton, 1986, Hal 78) Dipilih tube : Table 10. Kern 1965 OD = 0,75 in (0,065 ft) BWG = 16 ID = 0,6 in (0,0517 ft) Surface per lin ft a" = 0,1963 ft Flow area per tube (a t ) = 0,300 in Menghitung jumlah tube (N t )

74 N t A = L.a" 5,037 = 10.0,1963 =,56 tube = 3 tube Koreksi U D A = N t.l.a = 3 x 10 x 0,1963 = 5,889 ft U D = Pemilihan pitch (P t ) Dari Fig Ludwig Vol.II : = Q A.T OD/P t = 0,-0,5 Dipilih: OD/P t = 0,5 Sehingga: ,1747 5,889 51,3158 P t = 0,75/0,5 = 99,3775 Btu/hr.ft. o F = 3 in Cross sectional area tube bundle A Tiap Tube memerlukan x luas PQR R PT t Luas P Q

75 Gambar C.6. Cross sectional area tube bundle PQR = ½ alas. tinggi = ½ P t.t t Luas PQR = P t sin(60) = ½ P t. Sin (60) = ½ (3).sin (60) = 3,8971 in = 0,071 ft A = N t. luas PQR = 3 x x 0,071 = 0,166 ft Diameter bundle : D bl = 4. A' = 0,46 ft Diameter down take : Dari Mc.Cabe and Smith D dt = 0,-0,4 D bl Dipilih : D dt = 0,4 D bl = 0,6964 ft Volume tube total : V t = ¼. π (OD t ). L. N t = ¼. 3,14.(0,065) = 0,09 ft 3

76 Perhitungan diameter vaporizer Jumlah umpan = 1384,13 kg/jam = 3051,5 lb/jam ρ av = 11,91 lb/ft 3 V cairan = 3051,5 / 11,91 = 5,03 ft 3 Cairan akan menempati tube dan tutup bawah Volume vaporizer bawah : V bawah = V cairan + V t = 5,03 + 0,09 = 5,1 ft 3 Dipilih vaporizer long tube dengan D : H = 1 :1 V bawah = ¼ π D + π/4 D 3 5,1 = ¼ π D 3 + π/4 D 3 D = 4,5718 ft = 48 in = 1.19 m < 4 m, memenuhi (Tabel 4-7 Ulrich, 1984) H = 4,5718 ft = 1.19 m Jadi tinggi cairan dalam vaporizer, yaitu 4,5718 ft dan diameter vaporizer, yaitu 4,5718 ft Ruang uap Cairan teruapkan = 1384,13 kg/jam = 3051,5 lb/jam

77 Volume spesifik = 4,6 ft 3 /lb Volumetrik uap = 3051,5 x 4,6 = ,93 ft 3 /jam = 36,16 ft 3 /s Waktu tinggal diambil = 10 menit (Geankoplis, 1995) Volume uap = 36,16 x 10 = 361,6 ft 3 Uap akan menempati shell dan tutup bagian atas. Volume uap = ¼ π D H + π/4 D 3 361,6 = ¼ π (4,5718).H v + π/4 (4,5718) 3 H v Tinggi vaporizer = 1,56 ft = 6,4 m H VP = H L + H v = 4, ,56 = 5,88 ft = 7,6 m < 1 m (Tabel 4-7 Ulrich, 1984) Cek geometri Nilai (H l + H v ) / D antara 3 6. (Evans, 1974, hal 155) H L D H v = 3,179 /3,389 = 5,649 (memenuhi) Menghitung tekanan desain P operasi = 0,574 psi P desain = 1,5.P oerasi (Megyesy, hal 16) = 30,86 psi

78 Menghitung tebal shell Untuk menentukan tebal shell, persamaan yang digunakan adalah : Ketebalan shell minimum: pd. di t s = C ( f. E 0,6. p ) d keterangan : t s p d d i f E C = ketebalan minimum dinding shell, in = tekanan desain, psi = diameter shell bagian dalam, in = nilai tegangan material, psi digunakan material stainless steel SA 167 Grade 11 type 316 (18,750 psi). (App.D.Item 4. Brownell and Young, 1959, Hal 34) = efisiensi sambungan (single-welded butt joint with backing strip, no radiographed ) = 0,85 (Tabel 13. Brownell and Young,1959,Hal 54). = korosi yang diizinkan (corrosion allowance) = 0,5 in/0 tahun 30,86 psi x 70,7687 in t s = 0,5 in.( psi x 0,85 0,6 x 30,86 psi) = 0,31 in (digunakan plat standar 0,315 in) Tabel C.15. Spesifikasi Vaporizer (VP-01) Fungsi Menguapkan dan memanaskan metanol Kode Alat Tipe sebagai umpan masuk Reaktor VP-01 Volume 5,03 ft 3 Bahan konstruksi Diameter vaporizer Tinggi vaporizer silinder, alas ellipsoidal, dan tutup ellipsoidal Carbon steel, SA-83 Grade C 1 4,5718 ft 4,5718 ft

79 OD tube Jumlah pipa pemanas Jumlah 1/4 in 3 buah 1 Unit 4. Blower (BL-103) Fungsi : Mengalirkan bahan baku gas Metanol dari vaporizer ke Reaktor (RE-01) Tipe : Centrifugal Multiblade Backward Curved Blower Pemilihan : Cocok untuk mengalirkan gas dan udara (Perry s : 10-45) Harganya lebih murah (Tabel 4-9, Ulrich : 10) Efisiensinya tinggi (Banchero : 11) Gambar C.7. Blower kg Jumlah udara masuk (G G ) = 1384,195 jam a. Menentukan densitas (ρ) Densitas gas methanol adalah 41,9073 kg/m 3 b. Menentukan laju alir volumetrik udara (Q U ) Q U digunakan untuk menentukan harga (Timmerhaus, fig : 531) GG QU

80 kg 1384,195 jam = kg 41, m m 3 = 3,806 jam c. Menentukan daya blower (P) hp = 1,57 x 10-4 Q.P Keterangan : Q : Laju alir (ft 3 /menit) P : Tekanan (inh O) Konversi : 1 ft 3 = m 3 1 atm = 406,79 inh O hp = 1,57 x 10-4 x 1, ft 3 /menit x 569,51 inh O hp = 0,176 hp Nilai efisiensi diambil 80%, maka daya aktual blower adalah: P aktual = P teoritis = Daya standar 1 hp. 0,176 = 0,158 hp 0,8 Tabel C.16. Spesifikasi Blower (BL 103) Fungsi Mengalirkan bahan baku gas Metanol dari vaporizer ke Reaktor (RE-01) Kode Alat BL 103 Tipe Centrifugal Multiblade Backward Curved Blower Power Motor 1 Hp 5. Blower (BL-101) Fungsi : Mengalirkan bahan baku udara dari lingkungan ke heater (HE-101) Tipe : Centrifugal Multiblade Backward Curved Blower

81 Pemilihan : Cocok untuk mengalirkan udara (Perry s : 10-45) Harganya lebih murah (Tabel 4-9, Ulrich : 10) Efisiensinya tinggi (Banchero : 11) Gambar C.8. Blower kg Jumlah udara masuk (G G ) = 6587,387 jam d. Menentukan densitas (ρ) Densitas klorin adalah 1,3964 kg/m 3 e. Menentukan laju alir volumetrik udara (Q U ) Q U digunakan untuk menentukan harga (Timmerhaus, fig : 531) GG QU = kg 6587,387 jam kg 1, m m 3 = 4717,430 jam f. Menentukan daya blower (P) hp = 1,57 x 10-4 Q.P Keterangan : Q : Laju alir (ft 3 /menit) P : Tekanan (inh O) Konversi : 1 ft 3 = m 3 1 atm = 406,79 inh O

82 hp = 1,57 x 10-4 x 776,46408 ft 3 /menit x 406,79 inh O hp = 177,317 hp Nilai efisiensi diambil 80%, maka daya aktual blower adalah: P aktual = P teoritis = 177,317 = 1,65 hp 0,8 Daya standar 5 hp. Tabel C.17. Spesifikasi Blower (BL 101) Fungsi Mengalirkan bahan baku udara dari lingkungan ke heater (HE-101) Kode Alat BL 101 Tipe Centrifugal Multiblade Backward Curved Blower Power Motor 5 Hp 6. Heater (HE-101) Jenis : Double Pipe Heat Exchanger Fungsi : Menaikkan temperatur udara dari 30 o C menjadi 40 o C Pemilihan : Sesuai untuk HE dengan luas perpindahan panas kurang 00 ft Return Bend Gland Gland Gland Return Head Tee Gambar C.9. Double Pipe Heat Exchanger (Kern, 1965, Hal.10) Data perhitungan : Fluida panas : Steam Laju alir, W = 1007,04 kg/jam = 0,1 lb/jam T masuk, T 1 = 300 o C = 57 o F

83 T keluar, T = 300 o C = 57 o F Fluida dingin : Udara Laju alir, w = 6587,38 kg/jam = 145, lb/jam T masuk, t 1 = 30 o C = 86 o F T keluar, t = 40 o C = 464 o F a. Neraca panas Beban panas, Q = ,398 kj/jam = ,966 Btu/jam b. Menghitung T LMTD Driving force dari proses perpindahan panas adalah perbedaan temperatur antara fluida panas (hot fluid) dengan fluida dingin (cold fluid). Perbedaan temperatur yang terjadi di setiap titik di sepanjang heat exchanger ditunjukkan melalui nilai T LMTD (Log Mean Temperature Difference). Karena nilai T LMTD pada jenis aliran countercurrent lebih besar daripada jenis aliran paralel maka luas area perpindahan panas (surface area) yang dibutuhkan akan lebih kecil sehingga dipilih jenis aliran countercurrent (Kern, 1965, Hal: 90). Tabel C.18. Temperatur aliran panas dan dingin Hot fluid Cold fluid Differences 57 Higher temp. (F) t 57 Lower temp. (F) t 1 0 Differences (F) ( t - t 1 ) (T 1 - T ) (t - t 1 ) (T 1 - t 1 ) T 1 T AH-301 t t 1 Gambar C.10. Aliran countercurrent pada heat exchanger

84 LMTD = T 1 t T t1 T1 t ln T t 1965) = 51,316 o F 1 (Pers. 5.14, Kern c. Menghitung Temperatur Kalorik, T c dan t c T1 T T avg = = = 57 o F t1 t t avg = = = 75 o F Cek viskositas pada terminal dingin untuk tiap fluida Annulus : Pada T = 57 o F µ = 0,013 cp (Fig.15, Kern 1965) Pipa : Pada t = 86 o F µ = 0,018 cp (Fig.15, Kern 1965) Karena viskositas fluida pada terminal dingin < 1 cp (Kern, 1965, Hal: 111), maka: T c = T avg t c = t avg

85 d. Pemilihan Jenis Alat Perpindahan Panas Hot fluid = steam di annulus Cold fluid = udara di pipa Dari Tabel 8 (Kern, 1965) range U d = 5-50 Btu/hr.ft F dan dipilh U d = 15 Btu/hr.ft. F. Area perpindahan panas (surface area) : A = Q U.Δt D ,966 = 15 51,318 = 18,78 ft Karena A < 00 ft, maka digunakan tipe double pipe dengan ukuran standar yang digunakan (Kern, 1965, Hal: 103): Tabel C.19. Spesifikasi double pipe yang digunakan (Kern, Tabel 6. dan 11) Annulus : Pipa : IPS = 4 In IPS = 3 in Sch. No = 40 Sch. No = 40 OD = 4,5 In OD = 3,5 in ID = 4,06 In ID = 3,068 in a'' = 1,178 ft /ft a'' = 0,917 ft /ft e. Menghitung Flow Area (a) Annulus : D = 4,06/1 = 0,336 ft D 1 = 45/1 = 0,9 ft a a = (D 4 D 1 ) (Pers.6.3 Kern, 1965) = 0,016 ft

86 Diameter equivalent, De : De = ( D D D 1 1 ) (Pers.6.3 Kern, 1965) = 0,094 ft Pipa : D = 3,068/1 = 0,56 ft a p = D 4 = 0,051 ft f. Menghitung Mass Velocity (G) Annulus : G a = W a a = Pipa : 0,1 0,0 = 3.378,368 lb/hr.ft G p = w a p = 145, 0,051 = 93.46,730 lb/hr.ft g. Menghitung Bilangan Reynold (Re) Annulus : T avg = 57 o F

87 µ = 0,013 cp,4 (Kern, Fig. 15) = 0,0314 lb/jam ft Re a = De.G a /µ (Pers. 7.3) = 10.15,360 Pipa : Pada t avg = 75 o F µ = 0,019 cp,4 (Kern, Fig. 15) = 0,046 lb/jam ft D = 3,068/1 = 0,56 ft (Kern, Tabel 10) Re p = D.G p /µ (Pers. 3.6) = ,194 h. Menentukan J H (Heat Transfer Factor) Pipa : Nilai J H untuk annulus didapat dari Figure 4, Kern 1965 : J H = 930 i. Menentukan Termal Function Pipa : Pada T avg = 75 o F k = 0,0156 Btu/jam ft (F/ft) [Kern, Tabel 5] c = 0,5 Btu/lb.F [Kern, Fig. 4] 1 3 c.μ k = 0,90 j. Menghitung Outside Film Coefficient (h o ) dan Inside Film Coefficient (h i ) Annulus: h o = Btu/hr.ft. o F [Kern, Hal: 164] Pipa: h i p = 1 3 k c μ J D H [Pers. 6.15] e k

88 = 51,36 Btu/hr.ft. o F ( ) = 58,59 Btu/hr.ft. o F k. Menghitung Pipe Wall Temperature (t w ) t w t c h io h o h = 343,84 o F o (T a t a ) l. Menghitung Inside Film Coefficient (h io ) pada t w (t w = 43,84 o F) Pipa: µ w = 0,0 cp,4 [Kern, Fig. 15] = 0,053 lb/hr.ft Φ p = (µ/µ w ) 0,14 = 0,99 h io = (h io /ф p )ф p [Pers. 6.36] = 54,43 Btu/hr.ft. o F m. Menghitung Clean Overall Coefficient (U C ) h U C = h io io h o h o = 5,5 Btu/jam.ft. o F [Pers. 6.38] n. Menghitung Design Overall Coefficient (U D ) R d = 0,00 hr.ft. o F/Btu (Kern, Tabel 8) 1 1 = Rd Uc U D 1 = 0, 00 5,5 = 0,01 U D = 47,53 Btu/hr.ft. o F

89 o. Menghitung Luas Permukaan Perpindahan Panas Yang Dibutuhkan A = Q U. D t = ,966 47,53 51,316 = 57,68 ft a = 0,917 ft /ft (Kern, Tabel 11) Panjang pipa : A L = a" = 6,90 ft linier Panjang hairpin = 1, 15, 0 ft (Kern, Hal: 103) Diambil L h = 0 ft Hairpin terdiri dari pipa (n = ), maka jumlah hairpin yang diperlukan : Hairpin = L.L h = 6,90 0 = 1,57 = buah Koreksi panjang pipa: L kor =.L h x hairpin = x 0 x = 80 ft linier p. Menghitung Luas Permukaan Perpindahan Yang Tersedia Sebenarnya A = L kor x a = 80 x 0,917 = 73,36 ft

90 q. Menghitung Actual Design Overall Coefficient (U Daktual ) U Daktual = = Q A. t ,966 73,36 51,31 = 37,37 Btu/hr.ft. o F r. Menghitung Dirt Factor (R d ) R d = = U U c c U U d d 5,5 37,37 5,5 37,37 = 0,0077 hr.ft. o F/ Btu R d yang diperlukan = 0,00 hr.ft. o F/Btu (Kern, Tabel 1) Rd hitung > Rd diperlukan (memenuhi) s. Menghitung Pressure Drops (ΔP) Annulus : De = D D 1 = 0,336 0,9 = 0,044 ft Re a = De a μ '.G a 0, ,368 = 0,0314 = 3.1,840 ( ) (Kern, Pers. 3.47b)

91 Densitas steam : ρ = 0,03518 lb/ft 3 Fa = 4 f Ga L g ρ De' (Appendix A.-1, Geankoplis) (Pers.6.14 Kern, 1965) = V a = 4 0,01 (3.378,368) , , ,044 = 996,60 ft = ΔF = i Ga ,368 0, = 6,68 ft/s V x g 6,68 = 3, =,098 ft Untuk kondensasi steam di annulus : Pa = = 1 ΔFa ΔFi ρ ,60,098 0,03518 x 144 = 0,14 psi ΔP a untuk steam < 1 psi (memenuhi) Pipa : Re p = 10.15,360 ( ) (Kern, Pers. 3.47b) ρ = 0,066 lb/ft 3 (Appendix A.3-3, Geankoplis) Fp= 4 f G L g D

92 Pp = 4 0,0089 (93.46,730) 80 = 8 4, ,066 0,56 = 1.785,41 ft Fp 144 = 1.785,41 0, = 0,81 psi ΔP p untuk udara < psi (memenuhi) Tabel C.0. Spesifikasi HE 101 Alat Heater Kode HE-101 Fungsi Menaikan temperatur udara dari 30 o C menjadi 40 o C sebagai udara umpan reactor (RE-01) Bentuk Dimensi pipa Double Pipe Heat Exchanger Annulus: IPS = 4 in Sch. No. 40 OD ID = 4,5 in = 4,06 in Inner pipe: IPS = 3 in Sch. No. 40 OD ID Jumlah hairpin Panjang 1 pipa P, annulus P, inner pipe = 3,5 in = 3,068 in = buah = 0 ft = 0,14 psi = 0,81 psi

93 7. BLOWER (BL-10) Fungsi : Mengalirkan bahan baku udara dari heater (HE-01) ke Reaktor (RE-101) Tipe : Centrifugal Multiblade Backward Curved Blower Pemilihan : Cocok untuk mengalirkan udara (Perry s : 10-45) Harganya lebih murah (Tabel 4-9, Ulrich : 10) Efisiensinya tinggi (Banchero : 11) Gambar C.11. Blower kg Jumlah udara masuk (G G ) = 6587,387 jam g. Menentukan densitas (ρ) Densitas udara adalah 1,3964 kg/m 3 h. Menentukan laju alir volumetrik udara (Q U ) Q U digunakan untuk menentukan harga (Timmerhaus, fig : 531) GG QU = kg 6587,387 jam kg 1, m m 3 = 4717,430 jam i. Menentukan daya blower (P) hp = 1,57 x 10-4 Q.P

94 Keterangan : Q : Laju alir (ft 3 /menit) P : Tekanan (inh O) Konversi : 1 ft 3 = m 3 1 atm = 406,79 inh O hp = 1,57 x 10-4 x 776,46408 ft 3 /menit x 569,51 inh O hp = 48,504 hp Nilai efisiensi diambil 80%, maka daya aktual blower adalah: P aktual = P teoritis = 48,504 = 310,3130 hp 0,8 Daya standar 35 hp. Tabel C.1. Spesifikasi Blower (BL 10) Fungsi Mengalirkan bahan baku udara dari heater (HE- 01) ke Reaktor (RE-101) Kode Alat BL 10 Tipe Centrifugal Multiblade Backward Curved Blower Power Motor 35 Hp 8. Reaktor (RE 01) Fungsi Jenis Kondisi operasi Katalisator : Mereaksikan metanol dengan oksigen untuk membentuk formaldehid : Reaktor Fixed Bed Multitubular : Isotermal pada suhu (T) 40 o C dan tekanan (P) 1,4 atm : Iron molybdenum oxide Konversi : 99% Medium Pendingin : Air Pendingin

95 Gambar C.1. Aliran Reaktor Reaksi yang terjadi adalah : CH 3 OH (g) + ½ O (g) HCHO (g) + H O (g)...(1) Iron Molybdenum oxide Dengan Reaksi Samping HCHO (g) + ½ O (g) CO (g) + H O (g)...() Berikut ini adalah neraca massa dan neraca energi reaktor (RE-01), perhitungannya dapat dilihat pada Lampiran A dan Lampiran B. Tabel C.. Neraca Massa di Reaktor (RE 01) Komponen Massa Masuk Massa Keluar (kg/jam) (kg/jam) CH 3 OH 138,75 13,83 O 1534,47 809,85 HCHO 0 106,06 CO 0 71,80 H O 1,38 817,04 N 505,77 505,77 Total 7971, ,37

96 Tabel C.3. Neraca Panas di reaktor (RE-01) Aliran Generasi (kj/jam) Komponen Aliran Input (kj/jam) Aliran Output (kj/jam) H 3 H 6 H pendingin in H reaksi H 7 H pendingin out CH 3 OH O HCHO H O N CO Amonia Sub Total Total Massa medium pendingin yang digunakan untuk menjaga temperatur operasi reaktor tetap (isothermal) yaitu sebesar kg/jam. 1. Menghitung Berat Katalis (W) a. Spesifikasi katalis Nama katalis : Iron molybdenum oxide Bentuk Ukuran : silinder : ¼ in x ¼ in Densitas : 665,66 kg/m 3 b. Menghitung Konstanta Kecepatan Reaksi (k) Persamaan kinetika reaksi untuk metanol adalah sebagai berikut: - r A = k. C A. C B...(3) Keterangan : r A k T = kecepatan reaksi (kmol/kgcat.j) = konstanta kecepatan reaksi (m 6 /kmol.j.kgcat) = suhu (K) C A = konsentrasi metanol (kmol/m 3 ) C B = konsentrasi oksigen (kmol/m 3 ) Dengan nilai k sebagai berikut :

97 c. Neraca massa pada 1 tube Persamaan neraca massa dengan tinjauan pada satu tube adalah sebagai berikut : F A W ΔW ID ΔW F A W Gambar C. 13. Persamaan neraca massa pada satu tube Neraca massa pada elemen volume : V = (Rate of mass input) - (Rate of mass output) - (Rate of mass reaction) = (Rate of mass accumulation) ρ F A = F A0 (1- X A ) ρ df A = - F A0 dx A Sehingga, dx A dw (-ra ) F A0...(4)

98 Substitusi persamaan 4 ke persamaan 3, menjadi : dx A k C dw F A0 CB A...(5) Dengan menggunakan persamaan aliran yang masuk dan keluar dari tabel neraca massa di atas, dapat diketahui persamaan umum untuk konsetrasi umpan, yaitu: Laju volumetrik umpan reaktor V F 7.971,373 41,687 in tot 0 mix 18,9035 m = 0,3151 m 3 /menit = 0,0053 m 3 /s 3 /jam Konsentrasi umpan reaktor C A = [CH 3 OH] C A0 = Maka diperoleh persamaan : dx A k (C dw A0 (1 X))(C F A0 B0-1/C A0 ) dx A dw 63578,48 (,859 (1 X F A0 )(,5367 1/ (,859 ))...(7) d. Pressure Drop Pressure drop dalam tube Pressure drop pada pipa berisi katalisator dapat didekati dengan persamaan Ergun (Fogler, 1999). dp dz G' g D P ,75 G' DP...(8)

99 Keterangan : ΔP = penurunan tekanan dalam tube, lb/ft Z = panjang pipa, ft G = kecepatan aliran massa perluas penampang, lb/jam/ft ρ = densitas fluida, lb/ft 3 Dp = diameter partikel katalis, ft ε = porositas partikel katalis µ = viskositas fluida, lb/jam/ft g c = faktor konversi, 4, ft/jam e. Menentukan spesifikasi tube yang digunakan Dalam menetukan diameter tube, Colburn (Smith, P.571) menyatakan hubungan pengaruh rasio (Dp/Dt) atau perbandingan diameter katalis dengan diameter pipa dengan koefisien transfer panas pipa berisi katalis dibanding koefsien transfer panas konveksi pada dinding kosong. Dp/Dt 0,05 0,1 0,15 0, 0,5 hw/h 5,5 7,0 7,8 7,5 7,0 Dimana : Dp/Dt = rasio diameter katalis per diameter pipa hw/h = rasio koefisien transfer panas pipa berisi katalis terhadap koefisien transfer panas pada pipa kosong Dari data diatas dipilih (hw/h) 7,8 pada (Dp/Dt) = 0,15 Dt = = = 3,3333 cm = 0,0333 m Untuk pipa komersial: (Kern, 1983) NPS = 1,5 in ID = 1,610 in OD = 1,90 in a =,04 in f. Data fisis dan termal

100 o Densitas ρ A.B n (1 T ) TC Pada T = 513,15 K ρ = 41,6870 kg/m 3 o Viskositas Log μ = A + + C.T + D. Pada T = 513,15 K μ = 0,0160 cp = 0,0387 lb/ft.hr o Kapasitas Panas Kapasitas panas dihitung dengan persamaan sebagai berikut : C pi = A + B.T + C.T + D.T 3 Keterangan : Cp = kapasitas panas, kj/kmol.k T = suhu, K Cp = 34,694 o Konduktivitas Panas Konduktivitas termal beberapa komponen dalam campuran dihitung dengan persamaan Weber (Pers. 8.1 Coulson) Konduktivitas campuran dihitung dengan metode Bretsnajder (1971) ( ) Keterangan : k = Konduktivitas panas, W/(m.K) M = Berat molekul C P ρ = Kapasitas panas spesifik temperatur = densitas cairan pada temperature

101 Konduktivitas panas : k = 63,076 W/m.K = 36,445 Btu/ft.hr.F g. Menghitung Berat Katalis Metode Runge-Kutta untuk menghitung berat tumpukan katalis (w) dan Pressure Drop di tube (ΔP t ). Penyelesaian Persamaan Diferensial untuk menghitung berat tumpukan katalis (w) dan pressure drop (ΔP t ) di tube setiap inkremen z (Δw) dengan Metode Numeris Runge Kutta dihitung dengan menggunakan Microsoft Excell. Adapun langkah-langkah perhitungannya sebagai berikut cara sebagai berikut : Persamaan-persamaan diferensial yang ada : a). b). dx A 63578,48 (,859 (1 X dw F dp dz G' g D Kondisi batasnya adalah : Zo = 0 m X O = 0 P O = atm Δw = 0,099 c P A0 )(, ,75 DP 3 G 1/ (,859 )) Penyelesaian persamaan difrensial menggunakan metode Runge Kutta orde 4: X i+1 = x i + 1/6. (k 1 + k + k 3 + k 4 ) P i+1 = P i + 1/6. (l 1 + l + l 3 + l 4 ) Dengan: k 1 l 1 k = f 1 (wi, Xi) w = f (wi, Pi) w w k = f 1 (wi +, Xi + 1 ) w ' l k 3 w l = f (wi +, Pi + 1 ) w w k = f 1 (wi +, Xi + ) w

102 l 3 k 4 l 4 w l = f (wi +, Pi + ) w = f 1 (wi+ w, Xi + k 3 ) w = f (wi + w, Pi + l 3 ) Tabel C.4. Berat Tumpukan Katalis W (Berat Tumpukan Katalis, kg) X (Konversi) 78, ,001 79, ,006 79, ,01 80, ,018 81, ,05 81, ,08 8, ,036 8, ,039 83, ,04 83, ,047 84, ,054 85, ,058 86, ,065 86, ,069 87, ,074 88, ,078 89, ,089 90, ,096 91, ,104 9, ,108 93, ,116 94, ,1 97, ,139 97, ,143 99, ,15 99, , , ,161 10, ,169 10, ,17 103, , , , , , , , ,5558 0,05 109, ,1 110, ,17

103 111, , 113, ,3 115, ,38 115, ,41 117, ,49 117, ,5 117, ,51 118, ,55 10, ,6 1, ,71 15, ,83 15, ,86 17, ,9 19, ,3 130, ,304 13, ,31 133, , , ,34 136, ,39 139, , , ,346 14, ,35 145, , , , , ,37 15, ,38 154, , , ,40 163, , , , , ,4 171, ,43 175, ,44 177, , , , , , , , , , , , , ,49 00, ,497 03, ,50 07, ,511 19, ,531

104 4, ,539 8, ,546 31, ,55 37, ,559 43, ,568 44, ,569 44, ,57 50, ,578 58, ,588 64, ,596 74, ,608 31, , , ,653 38, , , , , ,679 35, ,68 361, , , , , ,705 40, , , ,71 441, , , , , ,76 50, ,77 553, ,78 587, ,793 64, , , ,81 683, , , ,83 795, ,84 875, ,855 96, , , , ,4691 0, , , , , , , , ,95 065,7917 0,935 06, ,939 35, ,94

105 503, , , ,949 86, , , , , , , , , , ,0409 0, , , ,1877 0, , , , , , ,974 60, , ,9115 0, , , , , , , ,3066 0,99 Perhitungan nilai w i, X i, dan P i di setiap inkeremen w (Δw) adalah : w i+1 = w i + Δw Diperoleh berat katalis yang dibutuhkan = 13468,3 kg.. Menghitung volume total tumpukan katalis V W katalis 13468,3 kg V 111kg/m 3 1,0113 m 3 3. Menghitung tinggi tumpukan katalis yang dibutuhkan Dipilih pipa dengan ukuran standar (Kern, table 11) NPS : 1,5 in Sch. No. : 40 Diameter luar (OD) : 1,90 in = 0,0483m = 0,1583 ft Diameter dalam (ID) : 1,61 in = 0,0409 m = 0,134 ft

106 Perhitungan tinggi katalis dengan volume 1 buah tube adalah : V = W / ρ katalis Z 4 W ID katalis Dengan : Z = tinggi tumpukan katalis (m) V = volume katalis dalam tube (m 3 ) w = berat katalis (kg) ρ katalis = densitas katalis (kg/m 3 ) ID = diameter dalam tube (m) Maka tinggi katalis keseluruhan : ,3 Z 9149,6153 m 0, Dipilih tinggi tube standar 4 ft = 7,315 m Sehingga didapat tinggi tumpukan katalis : Z = 80% dari tinggi tube yang dipilih = 80% x 4 ft = 19, ft = 5,85 m 4. Menghitung jumlah tube (Nt) Jumlah tube yang dibutuhkan : tinggi katalis keseluruhan Nt = tinggi katalis per tube Nt = 9149, tube 5,85

107 5. Mechanical design reaktor a. Tube Ukuran tube (Kern,1983): Susunan tube Bahan = Triangular pitch = Stainless steel Diameter nominal (NPS) = 1,50 in Diameter luar (OD) = 1,90 in = 0,0483m = 0,1583 ft Diameter dalam (ID) = 1,61 in = 0,0409 m = 0,134 ft Schedule number = 40 Luas penampang =,04 in = 0,0013 m Tinggi tumpukan katalis = 5,85 meter Panjang pipa (L) = 7,315 meter Susunan pipa yang digunakan adalah triangular pitch (segitiga sama sisi) dengan tujuan agar memberikan turbulensi yang lebih baik, sehingga akan memperbesar koefisien transfer panas konveksi (ho). Sehingga transfer panasnya lebih baik daripada square pitch (Kern, 1983). C 60 o PT 60 o 60 o A D B C' Gambar C.14. Susunan pipa model triangular pitch Tebal pipa = (OD-ID)/ = (1,90-1,61)/ = 0,145 in = 0,0037 m Jarak antar pusat pipa (PT) PT = 1,5 x OD

108 = 1,5 x 1,90 =,375 inchi = 0,0603 m Jarak antar pipa (Clearance) C = PT-OD =,375 1,900 = 0,475 inchi = 0,011 cm Menghitung koefisien transfer panas dalam tube Tube side bundle : a t =,04 in = 0,0013 m a t = 0, =,9187 m =,1490 ft W t (laju alir massa reaktan) G t W a t t = 7.971,373 kg/jam = ,8665 lb/jam ,8665,1490 = 793,4380 lb/jam.ft Vo t W t ρ liq ρ ρ ρ Batas kecepatan supervisial pada tube reaktor fixed bed katalitik adalah (0,0005 m/s u 0,1 m/s)

109 Sehingga diperoleh nilai u sebesar : 0,0005 m/s 0,0016 0,1 m/s ( ) (Wallas, 1959) Dimana : P r = Cp = kapasitas panas liquid, Btu/lb.F k f = konduktivitas liquid, Btu/ft.hr.F ID = diameter dalam tube Re = 345,1167 μ/ μw = 1,karena non viskos P r = (0,8485 x 0,608)/ 5,1604 P r = 0,0441 Maka, b. Shell Bahan yang digunakan adalah stainless steel SA 167 grade 11 type 316 Ukuran Shell

110 Diameter dalam shell (IDs) IDs = ( ) (Brownell & Young, 1979) = ( ) = 98,6350 in = 8,196 ft =,5053 m Jarak Buffle Bs = IDs x 0,3 = 0,7516 m = 9,5905 in =,4659 ft Koefisien transfer panas dalam shell Shell Side atau Bundle Crossflow Area (as) a s (P t OD) ID P t s B a s 0,475117, ,416,375 a s = 583,7318 in = 4,0537 ft Mass Velocity (Gs) G s W a' s Dimana W = 967,7634 lb/jam G s = 967,7634 / 4,0537 G s = 38,736 lb/jam.ft

111 Equivalent Diameter (De) ` ( ) De = 1,3734 in = 0,1145 ft = 0,0349 m Reynold Number (Re) Re DeG s pendingin Re = Re = 3.575,55 Maka, ( ) ( ) (Kern, hal 137) Dengan : Kp = konduktivitas panas pendingin = 0,363 Btu/hr.ft. o F Cp p = kapasitas panas pendingin = 1 Btu/lb. o F p = viskositas pendingin = 1,8143 lb/ft jam Dirt Factor (Rd) - Liquid organik = 0,001 hr.ft.f/btu - Pendingin = 0,003 hr.ft.f/btu - Rd total = 0,004 hr.ft.f/btu Koefisien Perpindahan Panas Overall Clean dan Design Koefisien perpindahan panas overall clean dihitung dengan rumus :

112 = = 44,0638 Btu/h.ft.F Harga koefisien perpindahan panas overall design dihitung dengan rumus : (Kern,1950) = = 37,4611 Btu/hr.ft.F = 1,71153 J/s. m.k Pressure drop di shell dimana Ds = diameter shell (IDs) Mass velocity (Gs) Equivalent diameter (De) correctedcoefficient s s = 9,7893 ft = 6.938,5358 lb/jam.ft = 0,1145 ft = 1,0 (hal.11 Kern, 1950) untuk Re = 437,6981 maka diperoleh s = specific gravity = 1 f = shell side friction factor = 0,0018 ft/in (Fig.9 Kern, 1950) Tebal Shell Spesifikasi bahan Stainless steel SA 167 Grade 11 type 316 Tekanan yang diijinkan (f) = psi

113 Efisiensi sambungan (ε) Corrosion allowanced = 0,8 (double welded joint) = 0,5 in Tebal shell dihitung dengan persamaan ( Brownell & Young) dengan ts = tebal shell, inchi P = tekanan dalam reaktor, psi ε = efisiensi sambungan r i f = jari-jari dalam shell, inchi = tekanan maksimum yang diijinkan, psi C = Corrosion allowance = 0,5 Tekanan dalam shell Tekanan desain diambil 0% diatasnya, maka: P d = 1, x P = 1, x 15 atm = 16,5 atm P d = 4,4837 psi maka, = 1,458 in diambil tebal standar 1,5 inchi Diameter luar shell (ODs) ODs = IDs + t s = 117, ( x 1,5) = 119,9719 in c. Head dan Bottom Bentuk head dan bottom yang digunakan adalah Torispherical (flanged & dished head) yang sesuai dengan kisaran tekanan sistem yaitu psi. Bahan yang

114 sf OA digunakan untuk membuat head dan bottom sama dengan bahan shell yaitu Low alloy Steell SA 40. Tebal head dapat dihitung dari persamaan : Diambil ODs standar menjadi 10 in untuk menentukan icr dan rc Maka berdasarkan table 5.7 Brownell & Young : icr = 7,15 in rc = 114 in maka: w = 1,75 ( ) (Pers. 7.76, Brownel&Young) Tebal head minimum dihitung dengan persamaan berikut: (Pers. 7.77, Brownell&Young) = 1,8651 in dari tabel 5.6 Brownell & Young untuk t h = in s f = 3 in = 0,5 ft Spesifikasi head : OD icr B b=depth of dish A a ID r t

115 Gambar C.15. Desain head pada reaktor Keterangan : t h icr r sf OD ID b OA = Tebal head (in) = Inside corner radius ( in) = Radius of dish( in) = Straight flange (in) = Diameter luar (in) = Diameter dalam (in) = Depth of dish (in) = Tinggi head (in) o Depth of dish (b) b = 0,417 in ( ) (Brownell and Young,1959.hal.87) o Tinggi Head (OA) OA = th + b + sf (Brownell and Young,1959) = ( + 0, ) in = 5,417 in = 0,6455 m Jadi tinggi head = 5,417 in = 0,6455 m d. Tinggi Reaktor Dari hasil perhitungan diperoleh tinggi tumpukan katalis yang dibutuhkan yaitu 5,85 m. Tinggi shell = Tinggi pipa standar yang digunakan = 4 ft = 7,315 m

116 Tinggi reaktor = tinggi shell +.(tinggi head) = 7,315 + ( x 0,663) = 8,5815 m = 8,153 ft e. Luas Permukaan Reaktor o Luas reaktor bagian dalam - luas shell bagian dalam Ash i = π x ID s x tinggi shell = 3,14 x 9,7893 x 4 = 738,0993 ft - luas head dan bottom bagian dalam Ahb i = x (π x ID s x s f + π/4 x ID s ) = x (3,14 x 9,7893 x 0,5 + ((3,14/4) x 9,7893 )) = 165,83 ft Jadi luas reaktor bagian dalam : = 738,0993 ft + 165,83 ft = 903,9316 ft o Luas reaktor bagian luar - luas shell bagian luar Ash o = π x OD s x tinggi shell = 3,14 x 9,9977 x 4 = 753,8058 ft - luas head dan bottom bagian luar Ahb o = x(π x OD s x s f + ((π/4) x OD s ))

117 = x(3,14 x 9,9977 x 0,5 + ((3,14/4) x 9,9977 )) = 17,6308 ft Jadi luas reaktor bagian luar : = 753,8058 ft + 17,6308 ft = 96,4366 ft Algoritma perancangan reaktor multitubular 1. Mengumpulkan data dari hasil perhitungan neraca massa dan panas. Menentukan spesifikasi katalis yang digunakan 3. Membuat neraca massa pada 1 tube 4. Menghitung massa katalis berdasarkan neraca massa elemen volum katalis dengan menggunakan persamaan : dx A dw F A0 A k C (1 4, C w,58 C 5. Menghitung volum total tumpukan katalis A ) 4 6. Menghitung tinggi katalis keseluruhan menggunakan persamaan 7. Menentukan spesifikasi tube yang digunakan dan menghitung tinggi katalis per tube 8. Menghitung jumlah tube yang dibutuhkan menggunakan peersamaan : 9. Menghitung koefisien transfer panas dalam tube dan shell 10. Menghitung kecepatan superficial dan mean overall heat transfer coefficient. Batas kecepatan supervisial pada tube reaktor fixed bed katalitik adalah (0,0005 m/s u 0,1 m/s) 11. Menghitung pressure drop dalam shell 1. Menghitung ketebalan shell 13. Menentukan head(tutup) reaktor yang akan digunakan berdasarkan keadaan tekanan operasinya

118 14. Menghitung ketebalan dan tinggi head reaktor 15. Menghitung tinggi reaktor 16. Menghitung luas permukaan reaktor bagian luar dan dalam Tabel C.5. Spesifikasi reaktor (RE-01) Fungsi Kode RE 01 Jenis Kondisi Operasi Mereaksikan metanol dengan oksigen untuk membentuk formaldehid Reaktor Fixed Bed Multitubular T = 40 o C P = 1,4 atm Dimensi Diameter =,988 m Tinggi = 8,5815 m Jumlah tube =.18 tube Tinggi bed = 5,85 m Diameter tube = 0,0409 m Rancangan Alat Material = Stainless steel 316 (SA-40) Tebal dinding = 1,5 in Posisi alat = vertikal Jumlah 1 Buah 9. Cooler 01 (CO-01) Fungsi : Menurunkan temperatur aliran keluar reaktor 01 dari 40 0 C menjadi 70 0 C untuk diumpankan ke dalam separator. Jenis : Shell and Tube Exchanger Data design Tube Fluida panas = Aliran F 7 dari RE-01 Laju alir, W = 7971,35 kg/jam (17.573,8185 lb/jam) (Lampiran B) T 1 = 40 o C (464 o F) (Lampiran B) T = 70 o C (158 o F) (Lampiran B)

119 Shell Fluida dingin = Cooling water Laju alir, w = ,819 kg/jam (9.993,493 lb/jam) (Lampiran A) t 1 = 30 o C (86 o F) (Lampiran B) t = 45 o C (113 o F) (Lampiran B) a. Menghitung Luas Perpindahan Panas A = Q Ud t LMTD 1. Beban panas Cooler 01 Q = ,45 kj/jam (Lampiran B) = ,5 Btu/jam. Menghitung Δt LMTD Tabel C.6. Suhu Fluida panas dan dingin Fluida Panas ( o F) Fluida Dingin( o F) Δt ( o F) 464 Temperatur Tinggi Temperatur Rendah Difference 7 79 Δt LMTD = T 1 t T t1 T1 t ln T t = 176,13 o F 1 3. Memilih Ud trial Dari tabel 8 (Kern, 1965) dipilih U d untuk hot fluid = light organic cold fluid = water Range U d = BTU/j ft F dipilih U d = 80 BTU/j ft F

120 Maka, luas perpindahan panas (surface area) adalah : A = = Q Ud t LMTD ,5 Btu/j 80 BTU/jft o F176,13 o F = 55,34 ft b. Pemilihan jenis HE Karena A > 00 ft, maka digunakan tipe shell and tube exchanger Sehingga dalam perancangan ini digunakan klasifikasi sebagai berikut, (Tabel 10, Kern) L = 0 ft BWG = 16 OD tube ID tube = 0,75 in = 0,6 in a = 0,1963 ft /ft Jumlah tube : Nt = A L a = 65,011 tube Pemilihan pola tube Berdasarkan data jumlah tube yang tersedia secara komersial, dipilih jumlah tube = 76 buah tube dengan OD tube 0,75 in, 1 in Square pitch untuk passes (Kern, Tabel. 9, hal , 1965). Adapun data selengkapnya adalah sebagai berikut : - Susunan tube = square pitch

121 - Jumlah aliran, n = aliran (passes) - Pitch, P T = 1 in - Diamater shell, ID = 10 in - Baffle space = ID = 10 in - C = Pitch, P T OD tube = 0,5 in - A terkoreksi = Nt x L x a - U D terkoreksi Ud = = 76 x 0 ft x 0,1963 ft = 98,376 ft Q A T LMTD = 77,6176 Btu/hr ft F c. Analisa Kinerja HE Analisa kinerja HE meliputi : 1) Menghitung Koefisien Overall Perpindahan Panas (U) ) Menghitung Rd 3) Menghitung P 1) Menghitung Koefisien Overall Perpindahan Panas - Menghitung Flow Area Shell : a s = =, IDxC xb 144xP T 10 0,510 = 0,1736 ft 1441 Tube : N a t = t a t ' 5 0, n = 0,0545 ft - Menghitung Mass Velocity

122 Shell : G s = Tube : Gt = W a s ,8185 lb/hr = 0,1736 ft = ,673 lb/hr ft w a t 9.993,493 lb/hr = 0,0545 ft = ,31 lb/hr ft - Menghitung Reynold Number Karena viskositas pada terminal dingin untuk tiap fluida < 1 cp maka T c = T avg dan t c = t avg T avg = t avg = Tube : T 1 T = t 1 t = Viskositas pada T a = 311 o F : µ liquid = 0,496 cp D Re t = Shell : = 0,5591 lb/hr.ft = 0,0517 ft = D Gt = 311 o F = 99,5 o F 0, ,78 0,5591 = 14154,090 Viskositas pada t a = 99,5 o F :

123 µ liquid = 0,6743 cp = 1,5105 lb/hr.ft D e Re s = = = 0,079 ft D e Gs 0, ,7760 1,5105 = 813,170 - Menentukan Nilai J H (Heat Transfer Factor) Tube : Nilai J H untuk pipa didapat dari figure 4 Kern J H = 55 Shell : Nilai J H untuk pipa didapat dari figure 4 Kern J H = 40 - Menentukan Termal Function Tube : Viskositas pada T a = 17,4975 o F : μ = 0,5591 lb/hr.ft Kapasitas panas, Cp : Cp = 0,0933 Btu/lb. o F k = 0,8597 Btu/hr.ft. o F.ft c.μ k Shell : Pada t a μ 1 3 = 0,4719 = 99,50 o F = 1,5105 lb/hr.ft

124 Kapasitas panas, Cp : Cp = 0,6938 Btu/lb. o F k = 0,8106 Btu/hr.ft. o F.ft c.μ k 1 3 = 1, Menghitung Nilai outside film coefficient (h o ) dan inside film coefficient (h i ). Tube : h i = jh k D c μ k 1 3 Shell: 0,8597 = 55..0, ,0517 = 49,5067 Btu/hr.ft. o F h o = jh k D e cμ k 1 3 0,8106 = 40..1, ,079 = 446,1743 Btu/hr.ft. o F - Menghitung corrected coefficient hio Tube : h io = = h i ID OD 0,600 49,5067 0,75 = 06,589 Btu/hr.ft. o F

125 - Menghitung Clean Overall Coefficient, Uc h io h o U C = h io h o 06, ,1743 = 06, ,1743 = 141,056 Btu/hr.ft. o F ) Menghitung Dirt Factor, R d 1 Ud U U D R d = c U U C D 1 = Rd Uc R d = 0,005 Btu/hr.ft. o F 141,056 81,3693 = 141,05681,3693 Rd yang diperlukan = 0,003 hr.ft. o F/btu (Tabel 1. Kern, 1965). Rd hitung > Rd diperlukan (memenuhi) 3) Menghitung Pressure Drops (ΔP) Shell : Re s = 8.13,170 f = 0,0015 (Fig 9, hal 839, Kern) s = 1,000 No. of crosses, N+1 = 1L/B = 1 0/10 = 4,000 P s s fg Ds N ,5510 D s e s 0,0015 (156706,776) 0, ,0141psi 10 5,5510 0,07911 P s < 10 psi (memenuhi) Tube: Re t = 14154,090 f = 0,0003 (fig 6, hal 836, Kern)

126 ρ larutan ρ air = 844,0784 kg/m 3 (pada Tc) = 977,3974 kg/m 3 (pada Tc) s = laru tan = 0,8636 air P t 1 fg Ln Ds t = , ,10 0,0517 0,86361 = 6, psi G t = ,7800 lb/hr.ft V 0,003 g (Fig.7, Kern) P r 4 n V s g 4 = 0,003 0, 078 psi 0,8636 P total = P t + P r = 0,078 psi P t < 10 psi (memenuhi) Tabel C.7. Spesifikasi Cooler 01 (CO 101) Alat Cooler - 01 Kode CO-01 Fungsi Menurunkan temperatur aliran keluar reaktor 01 dari 40 0 C menjadi 70 0 C untuk diumpankan ke dalam separator. Jenis Shell and Tube Exchanger Dimensi Tube OD = 0,75 in ID = 1 in BWG = 16

127 Panjang Tube (L) = 0 ft Flow area per tube (a') = 0,300 in Surface per lin ft (a") = 0,1963 ft Pitch = 1,0000 in Passes = Shell ID = 10 in Baffle Spaces = 10 in Surface area 55,34 ft Pressure drop Tube (ΔP t ) = 0,078 psi Shell (ΔP s ) = 0,0141 psi Fouling factor 0,005 (hr)(ft )( o F)/Btu Bahan konstruksi Carbon steel SA 85 Grade C Jumlah 1 buah 10. Separator (SE-01). Fungsi : Memisahkan campuran gas dan liquid yang berasal dari CO-01 Jenis : Tangki silinder vertikal. Kondisi operasi : Tekanan : 1 atm Suhu : 70 o C a. Menghitung densitas uap dan liquid. Densitas liquid adalah 885,48 kg/m 3 atau 55,76 lb/ft 3. Densitas gas adalah 1,64 kg/m 3 atau 0,10 lb/ft 3. b. Menghitung laju alir gas dan liquid. W V = 7154,3089 kg/jam atau 4,3773 lb/s. W L = 817,0378 kg/jam atau 0,4999 lb/s.

128 c. Menghitung faktor pemisahan uap cair (F LV ) F LV = W W L V ρ ρ V L Keterangan : W L : Laju alir liquid (Lb/s) W V : laju alir uap (Lb/s) ρ V : Densitas uap (Lb/ft 3 ) ρ L : Densitas liquid (Lb/ft 3 ) Sehingga F LV = 0,0399, dengan menggunakan Gambar. 18.5b (Couper, 005). Nilai K V didapat nilai K V = 0,3 Dimana : K V = faktor kecepatan uap vertikal. d. Menghitung kecepatan uap maksimum (U v maks) (Uv) maks = ρ - ρ L V K V (Couper, 005) ρv 0,3 (55,76 0,10 ) lb/ft 0,10 lb/ft = 3 3 = 5 ft/s e. Menghitung debit uap Q v = W ρ V V Q V = 4,697 ft 3 /s

129 f. Menghitung luas penampang minimum vessel A Vmin = (U Q V V ) max A Vmin = 4,9315 ft 3 g. Menghitung diameter minimum D min = D min = 4. A total min 4(4,9315 ft ) π D min =,5 ft (30 in) Diameter dipilih dari D = D min sampai D min + 6 in (Couper, 005), sehingga diambil diameter dalam vessel, maka ID yang dipilih adalah 30 in. h. Menghitung debit cairan Q L = W ρ L L Q L = 0, ft 3 /s i. Menghitung volume cairan dalam tangki Dengan t hold (holding time) = 5 menit (300 s) (Ulrich, 198), maka : V L = Q L.t hold (Evans, 1979) = 0, ft 3 /s x 3 00 s = 15,587 ft 3 j. Menghitung tinggi cairan didalam tangki

130 Pada tangki vertikal tinggi liquid maksimum ditambah 18 in dari nosel, sedangkan tinggi ruang kosong adalah 48 in (Evans, hal 155). HV Tinggi Liquid 18 in HL Diameter Gambar C.16. Dimensi tangki Vertikal k. Menghitung Tinggi maksimum liquid dan tinggi ruang kosong. Volume liquid (V L ) = 15,587 ft 3 H L = H L = 3,1608 ft atau 37,9 in H L = 37,9+18 H L = 55,9 in H V = 48 in l. Menghitung tinggi seperator Tinggi seperator dihitung L = H L + H V L = 55, L = in (8,66 ft)

131 m. Cek geometri Untuk seperator vertikal nilai (H L + H V )/D, harus terletak diantara 3 dan 5, sehingga (H L + H V )/D = (H L + H V )/D = 3,464 n. Menghitung Tebal Dinding Shell Untuk menentukan tebal shell, persamaan yang digunakan adalah : Pd.D i t s = C (f.e 0,6.P ) d (Brownell & Young, 1959) dimana : t s = tebal shell (in) P d = tekanan desain (psi); safety factor = 0 % = 1, x P ops = 1, x (33,81) = 40,57 psia f = allowable stress (psi), (material yang digunakan adalah Carbon Steel SA-516 Grade 70 = psi (Megyesy) D i E = diameter dalam shell (in) = 30 in = Efisiensi pengelasan ts adalah 0, tebal standar yang digunakan adalah ¼ in. o. Desain head dan bottom Bentuk head dan bottom yang digunakan adalah torispherical flanged and dished head.

132 Keterangan : Gambar C.17. Tutup Seperator Drum (SD-301) t h icr r c sf OD ID b OA = Tebal head, in = Inside corner radius, in = Radius of dish, in = Straight flange,in = Diameter luar, in = Diameter dalam, in = Depth of dish, in = Tinggi head, in p. Menghitung tebal head dan bottom (t h ) t h = P d.r W.f.ε 0. P c d C (Pers Brownell and Young, 1959) dimana,

133 W = 1 rc 3 4 icr 0,5 (Pers Brownell and Young, 1959) Dari Tabel 5.7 Brownell untuk : OD shell = IDs + t s = 30 in + (1/4) = 30,5 in Didapat icr = 1,875; r = 30; sf = 1,5 0, Sehingga, W 3 1, ,875 th = P d.r W.f.ε 0. P c d C th = 0,01 in th standar yang digunakan adalah ¼ in. q. Menghitung tinggi head OA = b + t h + sf dimana, b = r r icr c c ID h icr (Brownell and Young,1959) b = 5,1 in Straight flange (sf) untuk torispherical head adalah 1,5 in atau 0,15 ft (Megyesy, 1983). Jadi total tinggi head (OA) = 5,1 + 0,5 + 1,5 = 6,875 in r. Menghitung volume head = 0, D 3 i + ¼..D i.sf = 54,5 in 3 Tabel C.8. Spesifikasi SEPERATOR (SE-01)

134 Fungsi Memisahkan uap dari cairan yang keluar dari Cooler (CO-01) Bentuk Silinder vertikal dengan bentuk head dan bottom torispherical head ID s = 30 in (,5 ft atau 0,76 m) Tinggi liquid (H L ) = 55,9 in = 1,4 m Dimensi Shell Tinggi ruang kosomg = 48 in = 1,1 m Tinggi vessel = 103,9 in =,639 m Tebal = 1/4 in Dimensi Head Tinggi = 6,875 in (0,174 m) dan Bottom Tebal = 1/4 in Holding Time 5 menit Tekanan Desain 40,57 psia Bahan Carbon Steel SA-516 Grade 70 konstruksi Jumlah 1 Buah 11. Blower (BL-01) Fungsi : Mengalirkan gas produk atas Separator (SE-01) ke Reaktor (RE-0) Tipe : Centrifugal Multiblade Backward Curved Blower Pemilihan : Cocok untuk mengalirkan gas dan udara (Perry s : 10-45) Harganya lebih murah (Tabel 4-9, Ulrich : 10) Efisiensinya tinggi (Banchero : 11) Gambar C.18. Blower kg Jumlah udara masuk (G G ) = 7154,3089 jam j. Menentukan densitas (ρ) Densitas campuran gas adalah 1,6417 kg/m 3

135 k. Menentukan laju alir volumetrik udara (Q U ) Q U digunakan untuk menentukan harga (Timmerhaus, fig : 531) GG QU = kg 7154,3089 jam kg 1, m m 3 = 4357,9107 jam l. Menentukan daya blower (P) hp = 1,57 x 10-4 Q.P Keterangan : Q : Laju alir (ft 3 /menit) P : Tekanan (inh O) Konversi : 1 ft 3 = m 3 1 atm = 406,79 inh O hp = 1,57 x 10-4 x 564,969 ft 3 /menit x 488,15 inh O hp = 196,5773 hp Nilai efisiensi diambil 80%, maka daya aktual blower adalah: P aktual = P teoritis = 196,5773 = 45,716 hp 0,8 Daya standar 50 hp. Tabel C.9. Spesifikasi Blower (BL 01) Fungsi Mengalirkan gas produk atas Separator (SE- 01) ke Reaktor (RE-0) Kode Alat BL 01 Tipe Centrifugal Multiblade Backward Curved Blower Power Motor 50 Hp

136 1. Gudang Penyimpanan / Warehouse (W-101) Fungsi : Tempat untuk menyimpan bahan baku Urea. selama 30 hari Tipe : Bangunan Tertutup berbentuk persegi panjang dengan tutup konis (kerucut) Jumlah : Satu Buah Kondisi : Temperatur : 30 C Tekanan : 1 atm = 101,35 kpa = 14,69 psia Bahan Konstruksi : Bata yang dilapisi Semen h H Gambar C.19. Gudang Penyimpanan Urea P A. Menentukan Kapasitas Kebutuhan Urea. = 1735,5 kg/jam Kebutuhan selama 30 hari = ,985 kg Densitas Urea = 1039,1706 kg/m 3 Volume Urea = ,985 kg ,1706 kg/m 10,474 m 3 Over design factor = 0 % (Peter, Timmerhaus, 00, Tabel. 3-1, hal. 8) Volume design = 1, x 10,474 m 3 = 144,9691 m 3

137 B. Menentukan Dimensi Gudang Penyimpanan Urea Gudang penyimpanan direncanakan berukuran : Panjang = Lebar = 1,5H Volume gudang = P x L x T = P x L x 1,5H 144,9691 m 3 = 1,5H 3 H = 1,34 m = 40,433 ft Panjang Gudang = Lebar Gudang = 18,487 m = 60,65 ft B. Menentukan Tinggi Head (Desain Atap) Bentuk atap yang digunakan adalah conical (konis). Diameter tangki 15 ft ( 60 ft), oleh karena itu dapat digunakan atap tanpa penyangga (self supporting conical roof). Untuk self supporting conical roof, digunakan plat dengan tebal 5/16 in dengan pengelasan jenis double weld full- fillet joint. Selanjutnya diperiksa besar sudut elemen konis dengan horizontal. o 90 h D r 90 D = diameter tangki,ft r = jari-jari, in 6D sin sudut elemen konis dengan horizontal Gambar C.0. Jari-jari Lekukan untuk Atap Konis (Sumber : Brownell, Young, 1959, hal. 63) Tinggi head dapat dihitung dengan korelasi sudut pada gambar C.7. Pada Gambar C.7. diameter gudang = lebar gudang, dengan mengambil sudut θ = 10 0, maka tinggi atap dapat dihitung dengan korelasi sudut pada Gambar C.7. tan θ = h Lebar warehouse/

138 tan 10 0 = h 18,487 / h = 1,69 m = 5,344 ft Tinggi Total Gudang, H T = Tinggi Head (h)+ Tinggi Gudang (H) =1,69 m + 1,34 m = 13,953 m = 45,777 ft Tabel C.30. Spesifikasi Gudang Penyimpanan / Warehouse (W-101) Alat Warehouse Kode W-101 Fungsi Tempat untuk menyimpan bahan baku Urea. selama 30 Tipe Bahan Konstruksi Hari Bangunan Tertutup berbentuk persegi panjang dengan tutup konis (kerucut) Bata yang dilapisi Semen Kondisi Temperatur : 30 C Tekanan : 1 atm Kapasitas ,985 m 3 Dimensi Wall Panjang : 60,65 ft (18,487 m) Lebar : 60,65 ft (18,487 m) Tinggi : 45,777 ft (13,953 m) Dimensi Head Tinggi : 5,344 ft (1,69 m) Tebal : 5/16 inchi Jumlah 1 Buah 13. Belt Conveyor (BC-101) Fungsi : Untuk mengangkut bahan baku Urea dari Warehouse (W- 101) ke Bucket Elevator (BE-101) Tipe : Troughed Belt on 0 o Idlers Dasar Pemilihan : Mampu membawa ukuran material yang kuantitasnya besar Membutuhkan tenaga yang relatif kecil dan dapat membawa atau mengangkut material pada jarak yang cukup jauh Membawa material dengan cara memikul atau menyangkut

139 Gambar C.1. Troughed Belt on 0 o Idlers (Sumber : Perry s, Ed.7 th, hal. 1-11) Data operasi : Laju alir = 1735,5 kg/jam Over design factor = 0 % (Walas, M., 1990, Tabel 1.4, hal 7) Sehingga kapasitas belt = 1, x (1735,5 kg/jam x 1 ton/1000 kg) =,086 ton/jam Gambar C.. Spesifikasi Belt Conveyor

140 Berdasarkan kapasitas Belt Conveyor sebesar,086 ton/jam serta menurut Tabel. 1-7, hal. 1-11, Perry s, Ed.7 th, 1999, didapatkan spesifikasi Belt Conveyor sebagai berikut : Belt width : 14 in (35 cm) Cross sectional area of load : Luas permukaan belt untuk menampung material adalah 0,11 ft (0,010 m ) Belt plies : Jumlah lapisan dalam konstruksi belt untuk lebar 14 in adalah 3-5 lapis Maximum lump size : - Size material 80 % under in (51 mm). Ukuran material yang seragam minimal 80 % dari total material yang masuk ke dalam belt. - Unsize material, not over 0 %: 3 in (76 mm). Ukuran material yang tidak seragam tidak lebih dari 0 %. Belt speed : Kecepatan belt untuk mengangkut material adalah 00 ft/min (normal) s.d. 300 ft/min (maksimum) Berdasarkan Peters, Timmerhaus, 00, Fig. 1-60, hal. 573 diperoleh: Horse power : Daya yang diperlukan untuk menggerakkan belt conveyor adalah 0,75 kw atau hp Panjang belt : 7 m

141 Tabel C.31. Spesifikasi Belt Conveyor (BC-101) Alat Belt Conveyor Kode Fungsi Tipe Power BC-101 Untuk mengangkut bahan baku Urea dari Warehouse (W-101) ke Bucket Elevator (BE-101) Troughed Belt on 0 o Idlers hp Luas permukaan belt 0,11 ft (0,010 m ) Lebar belt Panjang belt Kecepatan belt 35 cm 7 m 00 ft/min (61 m/min) Jumlah 1 Buah 14. Bucket Elevator (BE-101) Fungsi : Untuk membawa padatan Urea menuju Mixing Tank (MT-101) Tipe : Continous Bucket Elevator Dasar Pemilihan : Jumlah bucket lebih banyak dan lebih rapat serta membentuk susunan bucket yang kontinyu : Memiliki sudut kemiringan 45 : Dapat digunakan untuk material-material dengan berbagai bentuk dan ukuran Gambar C.3. Continous Bucket Elevator (Sumber : Perry s, Ed.7 th, hal. 1-13)

142 Data Operasi : Laju alir massa = 1735,5 kg/jam Over design factor = 0 % (Walas, M., 1990, Tabel 1.4, hal 7) Sehingga kapasitas Bucket Elevator = 1, x (1735,5 kg/jam x 1 ton/1000 kg) =,086 ton/jam Gambar C.4. Spesifikasi Belt Elevator Berdasarkan kapasitas sebesar,086 ton/jam serta menurut Tabel. 1-9, hal. 1-16, Perry s, Ed.7 th, 1999, didapatkan spesifikasi Bucket Elevator sebagai berikut : Ukuran bucket = 8 x 5,5 x 7,75 in (03 x 140 x 197 mm) Kapasitas = 35 ton/jam Bucket spacing = 8 in (03 mm) Elevator center = 5 ft Putaran poros = 8 rpm Power poros = 1,8 Hp Rasio daya/ tinggi = 0,06

143 Power yang digunakan (P) : P = ( Tinggi Elevator x Rasio Daya/Tinggi ) + Power poros (Brown, G., 1950, hal. 61) = (5 ft x 0,06) + 1,8 = 3,3 hp Berdasarkan power motor sebesar 3,3 hp didapatkan efisiensi motor sebesar 84 % (Peter, Timmerhaus, 00, Fig. 1-18, hal. 516) Power motor = 3,3/0,84 = 3,98 Hp (4 Hp) Tabel C.3. Spesifikasi Alat BE-101 Alat Bucket Elevator Kode Fungsi Tipe Power Dimensi Bucket BE-101 Untuk membawa padatan Urea menuju Mixing Tank (MT-101) Continous Bucket Elevator 4 Hp Ukuran bucket : 8 x 5,5 x 7,75 in (03 x 140 x 197 mm) Jarak antar bucket : 8 in (03 mm) Tinggi elevator : 5 ft (7,60 m) Kapasitas : 35 ton/jam Jumlah 1 buah 15. Feeder (FE-101) Fungsi : Menampung sementara dan mengumpankan CO(NH) padat menuju MT-101 Jenis Bahan Konstruksi : Feeder : Carbon Steel SA 83 grade C (0,1 % Carbon, 0,5 % Mo, 1,85 % Ni, 0,8 % Cr)

144 Pertimbangan : - Mempunyai allowable stress cukup besar (1.650psi) - Tahan terhadap korosi (< 0,05 % Sulfur Acid) - Temperatur Operasi -8 C 343,33 C (Brownell, Young, 1959) Kondisi Operasi : Temperatur : 308,15 K Tekanan : 1 atm D H h d a. Menentukan Kapasitas Storage Gambar C.5. Feeder CO(NH) Tabel C.33. Komponen bahan di dalam storage Komponen Massa (kg) kmol Wi ρi (kg/m 3 ) wi/ρi CO(NH) 17,94 8,68 0,99 10, E-04 H O 1,58 0,698 0,01 885, E-06 Total 1735, E-04 ρ = 1 (Coulson, 1983:38) wi i E - 04 = 101,040 kg/m 3 = 63,7413 lb/ft 3 Waktu tinggal = 0,5 jam W = kapasitas x waktu tinggal

145 = 1735,5 kg/jam x 0,5 jam = 433,88 kg Volume padatan = = W 433,88 kg kg m 3 = 0,449 m 3 = 15,01 ft 3 Over design : 0 % V = 1, x 0,449 m 3 = 0,510 m 3 = 18,01 ft 3 b. Menentukan Dimensi Storage V tot V shell = V shell + V konis terpancung = ¼ π D H V konis = π h/1 (D + D.d + d ) (Wallas, 1988: 67) Dimana : D = diameter shell, ft d = diameter ujung konis, ft H = tinggi shell, ft H = tinggi konis, ft θ = sudut konis h = tg (D d) (Hesse, Pers 4-17: 9)

146 Diketahui angle of repose (sudut gelinding) zat = 40 o (Tabel 5.3, Hal: 79, Walas, 1988). Angle of repose akan mempengaruhi kemiringan (θ) pada bagian conical. Pada perhitungan ini diambil nilai θ = 40 o, karena pada kemiringan tersebut, padatan masih bisa menggelinding. h = tg 40( D d) = 0,419( D d) maka V konis = 0,6h (D + D.d + d ) V konis = 0,6 x (0,419(D - d) (D + D.d + d )) V konis = 0,131 x (D 3 d 3 ) D Diketahui bahwa : 4 d (Ludwig, Hal.165) d = D/4 maka, V tot = V konis terpancung + V shell Diambil H/D = (Tabel 4.7. Ulrich, 1984:48) V tot = 0,110 x (D 3 - (D/4) 3 ) + ¼ x π x D x D V tot ={0,110 x (D 3 -(D/4) 3 )}+ 0,5 x π x D 3 18,01 ft 3 = 0,110 x (D 3 -(D/4) 3 ) + 1,5714 D 3 18,01 ft 3 = 1,686 D 3 D 3 = 8,99 ft

147 D =,0 ft = 4,9 in = 0,6 m H = 4,05 ft = 48,59 in = 1,4 m D = 1,01 ft = 1,14 in = 0,31 m H = 0,50 ft = 6,07 in = 0,15 m Volume konis = 0,131 x (D 3 d 3 ) = 0,131 x (,0 3 1,01 3 ) = 0,951 ft 3 V shell = ¼ π D H = ¼ x 3,14 x,0 x 4,05 = 13,03 ft 3 H total = H + h = 4,05 + 0,50 = 4,55 ft Tinggi padatan di dalam shell V padatan di shell = volume padat volume konis = 15,01 0,951 = 14,05 ft 3 V padatan di shell = x D 4 x Hs 14,05 ft 3 3,14 =,0. Hs 4 H s = 3,930 ft Tinggi CO(NH) di storage = H s + h = 3,93 ft + 0,50 ft = 3,79 ft

148 c. Menentukan tekanan desain Asumsi : 1. Tekanan ke arah dinding konis diabaikan karena material termasuk free flowing sehingga pada proses pengeluaran bahan tidak menempel pada dinding feeder. Tekanan didalam feeder hanya terjadi karena akibat gaya gravitasi yaitu berupa tekanan hidrostatik saja. P abs = P operasi + P hidrostatis dimana P hidrostatis = ( h 1) 144 (Pers Brownell, 1959:46) P abs = 14,7 + 63,7413 (3,791) 144 P abs = 17,35 psi Tekanan desain 5-10 % di atas tekanan kerja normal/absolut. (Rules of thumb. Walas,1988:xviii) Tekanan desain yang dipilih 10 % diatasnya, jadi P desain = 1,1 x 17,35 psi = 19,08 psi d. Menentukan Tebal Dinding Storage t s P.ri C (Pers Brownell, 1959:75) f.e 0,6P Dimana : t s = Tebal shell, in P = Tekanan dalam tangki

149 f = Allowable stress = psi (Tabel 13.1 Brownell,1959:51) ri = Jari-jari dalam storage E = Efisiensi pengelasan = 80 % (0,8) (tipe double welded butt joint) (Tabel 13. Brownell,1959:54) c = Faktor korosi = 0,15 /10 tahun (Tabel 6, Timmerhaus,1991:54) t s = 19,08 x (4,9/) + 0,15 (( ,8) -(0,6 19,08)) = 0,1479 in (diambil tebal standar = 3/16 in) e. Tebal Dinding Konis Storage, tc Kemiringan konis = = 40 o P.D tc C cos (f.e 0,6P) (Pers Brownell &Young,1959:118) 19,08 4,9 = 0, 15 cos 40( ,8) -(0,6 19,08)) = 0,1875 in (diambil tebal standar = 3/16 in) Tabel C.34. Spesifikasi Alat Feeder Alat Feeder Fungsi Menampung sementara dan mengumpankan CO(NH) Kapasitas Dimensi padat menuju MT ,88 kg Diameter shell (D) Diameter konis bawah (d) Tebal shell (t s ) Tebal konis (t c ) = = = =,0 1,01 0,1875 0,1875 ft ft in in

150 Tinggi storage (Ht) = 4,05 ft Tekanan Desain 19,08 psi Bahan konstruksi Carbon Steel SA-83 Grade C Jumlah 1 Buah 16. Mixing Tank (MT-101) Fungsi : Tempat mencampurkan CO(NH) dan H O sehingga diperoleh larutan CO(NH) untuk umpan Reaktor (RE- 0) Jenis : Vessel vertikal dengan pengaduk Bahan Konstruksi : SA-167 Grade 11 Type 316 (18 % Cr, 10 % Ni, % Mo) Pertimbangan : - Mempunyai allowable stress cukup besar ( psi) - Tahan terhadap korosi Tekanan : 1 atm Asam Fosfat Air Out Gambar C.6. Mixing Tank Tabel C.35. Input MT-101 Komponen kg/jam kmol/jam xi ρ (kg/m 3 ) μ (cp) xi/ρ xi/μ CO(NH) E Air Jumlah , E

151 ρ campuran = ρ campuran = kg/m 3 ρ campuran = 61,08 lb/ft 3 μ campuran = xi xi μ campuran = 0,741cp xi xi μ campuran = 0,00074N/s.m μ campuran = 0,00074 kg/m.s a. Menghitung diameter dan dan tinggi tangki Volume cairan dalam mixing tank = m/ρ =,45 m 3 = 85,659 ft 3 Faktor keamanan = 0% Maka volume mixing tank =,91 m 3 = 10,791 ft 3 Bentuk mixing tank dirancang berupa silinder tegak dengan head dan bagian bawah berbentuk torisperical. H = ID Volume head/bottom = 0, ID 3 Volume mixing tank = Volume silinder + ( x volume head) 10,791 ft 3 = (1/4 x л x ID x H) + 0, D 3 10,791 ft 3 = 0,79 ID 3 + 0, D 3 10,791 ft 3 = 0,79 ID 3 ID 3 = 130,93 ft 3 ID = 5,08 ft = 1,55 m = 60,93 in H = ID = 5,08 ft = 1,55 m = 60,93 in H = 5,08 ft = 1,55 m = 60,93 in 4xVl Tinggi cairan dalam silinder (h l ) = xid h l = 4,3 ft = 1,89 m = 50,78 in

152 sf OA b. Menghitung tebal shell Tebal shell dihitung menggunakan persamaan 13.1 Brownel Hal. 54: pid ts c fe 0.1 p Tekanan design P abs = P operasi + P hidrostatik P operasi = 1 atm = 14,7 psi P hidrostatik = ρ x (g/gc) x h P hidrostatik = 4,3 psi P abs = 18,93 psia dengan faktor keamanan = 10 % maka, P desain = 0,83 psi Material yang digunakan SA-167 Grade 11 Type 316 dengan data sebagai berikut: f = psi (B & Y hal. 34) E = 0,8 (single-welded butt join. B&Y, hal 54) Faktor korosifitas ( c ) untuk 15 tahun = 0,5 (Timmerhaus, 1991) Maka t s = 0,9 in Tebal shell dihitung menggunakan Pers.13.1 Brownell:54 Dipilih tebal shell = 3 / 8 in = 0,375 in (dari Tabel 5.7 Brownell: 89) c. Menghitung tebal head OD icr B b = tinggi dish A ID t a r Gambar C.7. Torispherical Head C

153 Keterangan : t = Tebal head, in Icr = Inside corner radius, in rc sf = Radius of dish, in = Straight flange,in OD = Diameter luar, in ID = Diameter dalam, in b = Depth of dish, in OA = Tinggi head, in Tebal head (t h ) : P.r t h = c. w C.fE 0,P Dimana : w = Keterangan : t P rc r c icr = Tebal head (in) = Tekanan desain (psi) = Radius knuckle, in icr = Inside corner radius ( in) w E C = stress-intensitication factor = Effisiensi pengelasan = Faktor korosi (in) (Brownell and Young,1959: 58) (Brownell and Young,1959:58) OD = ID + ( x tebal dinding) OD = 61,68 in dari Tabel 5.7 Brownell:89 diambil OD = 10 in dengan OD perhitungan = 119,86 in untuk t s = 3 / 8 in = 0,375 in, Diperoleh: rc = 114 in icr = 7,5 in (Brownell & Young,1959:89)

154 Maka : w = 1,741 in t h = 0,3878 in t hstandar = 7 / 16 in = 0,4375 in Depth of dish (b) (Brownell and Young,1959:87) b = rc b = 0,94 in ID ( rc icr ) icr Tinggi Head (OA) Untuk t 3 s / 8 dipilih sf = 3 in OA = t h + b + sf (Brownell and Young,1959, Hal:87) OA = 13,48 in OA = 1,1036 ft d. Menentukan Tinggi Tangki Total H mixer = tinggi silinder + ( x tinggi head ) H t = 87,41 in = 7,8 ft e. Desain Pengaduk Dari Fig Coulson, untuk volume vessel =,45 m 3 dan viskositas 0,00074 N/s.m, digunakan impeller tipe turbine.

155 Gambar C.8. Agitator Selection Guide Karena turbin memiliki range volume yang besar dan dapat digunakan untuk kecepatan putaran yang cukup tinggi, sehingga dipilih jenis flat six blade turbine whit disc dengan geometri sebagai berikut: Dari Table geometri proportions untuk sistem pengadukan standar (Geankoplis, 1993). Diameter tanki D t = 5,0778 ft = 60,93 in = 1,54 m Tinggi cairan H t = 5,0778 ft = 60,93 in = 1,54 m Diameter impeller: D a = 1/ D t D a =,53 ft = 30,4670 in = 0,7739 m D d = /3 D a D d = 1,69 ft = 0,31 in = 0,51 m Panjang blade: L = 1/4 D a L = 0,63 ft = 5,07 in = 0,1 m

156 Lebar baffle: J = 1/1 D t J = 0,4 ft = 6,093in = 0,15 m Lebar impeller: W = 1/5 D a W = 0,507 ft = 6,093 in = 0,15 m Tinggi impeller: E = 1/3 D t E = 1,69 ft = 0,31 in = 0,51m Jumlah impeller yang digunakan: Menurut Dickey (1984) dalam Walas 1990 Hal. 88, kriteria jumlah impeller yang digunakan didasarkan pada viskositas liquid dan rasio ketinggian (H) terhadap diameter tangki (D). Diketahui bahwa : D t = 5,077 ft H t = 5,077 ft H L /D = 1 µ liquid = 0,74 cp Tabel C.36. Pemilihan jumlah impeler Viscositas,cP Max Clearance Jumlah H / D Lower Upper <5000 1,4 1 h/3 - <5000,1 D/3 (/3)h >5000 0,8 1 h/3 - >5000 1,6 D/3 (/3)h Rasio H/D maksimum untuk penggunaan 1 buah impeller adalah 1,4 untuk viskositas liquid < 5000 cp dan rasio H/D = 1 maka jumlah impeller yang digunakan sebanyak 1 buah.

157 f. Daya pengadukan Kecepatan putaran motor standar yang tersedia secara komersil adalah 37, 45, 56, 68, 84, 100, 15, 155, 190 dan 30 rpm. (Walas, 1990) N = 56 rpm N = 0,933 rps Bilangan Reynold, N re = mix D a N mix N re = ,79 Dari Gambar 10.6 Walas 1990 untuk kurva 1 diperoleh angka daya, Np = 5 Gambar C.9. Grafik mencari nilai Np Kebutuhan daya teoritis : P = N.. N p mix g c 3. D P = 34,3874 ft.lb f /s P = 0,065 hp Efisiensi motor = 80 % Motor yang digunakan = 0,078 hp 5 a

158 g. Panjang batang sumbu pengaduk (axis length) Axis length ( L ) = tinggi total tangki + jarak dari motor ke bagian atas bearing jarak pengaduk dari dasar tanggi Tinggi total tangki: H total = 7,85 ft Jarak dari motor ke bagian atas bearing: S = 1 ft Jarak pengaduk dari dasar tangki : E = 1,69 ft Axis length ( L ) = 6,59 ft Axis length ( L ) =,0094 m h. Diameter sumbu, Ds (axis diameter) T c = P x 75x 60 x π x N Keterangan: T c = momen putaran (kg.m) P = daya (hp) N = kecepatan putaran (rpm) T c = 1,00 kg.m Dari M.V Joshi, Pers pp.400, (Pers.14.8, M.V. Joshi:400) T m = (1,5 or,5) x T c Digunakan T m = 1,5 T c T m = 1,500 kg.m Z p = T f m s T m = torsi maksimum P = shear stress fs = section of shaft cross section Material sumbu yang digunakan commercial cold rolled steel.

159 Axis shear stress yang diizinkan : 550 kg/cm Modulus elastisitas : 19,5 x 105 kg/cm Batasan elastis pada tegangan :.460 kg/cm Zp = 0,77 3 Zp =. d 16 d 3 = Zpx 16 d = 1,1159 cm Digunakan diameter sumbu 4 cm. i. Mengecek Waktu Pengadukan Sempurna Kriteria untuk pengadukan sempurna adalah: Q R Fv 10 dengan : Q R = kecepatan sirkulasi (m 3 /jam) Fv = debit kecepatan umpan masuk mixer (m 3 /jam) Untuk turbin dengan 6 blade, wi = 1/5 Di dan Re > 10 4, ρ.n.di Re μ Re = ,70 (Re > 10 4 ) 0.93 ID N QR Di N QR = 1,86 Maka, Q R = N QR.N.Di 3 = 3978,41 m 3 /jam Menghitung flow rate campuran = 0,0664 m 3 /jam Jadi, Q R Fv 5990,9 10 sehingga pengadukan sempurna sekali.

160 Secara sederhana: Tabel C.37. Spesifikasi Alat MT 101 Alat Mixing Tank Kode Fungsi Jenis MT-101 Tempat mencampurkan CO(NH) dan H O sehingga diperoleh larutan CO(NH) untuk umpan Reaktor (RE-0) Vessel vertikal dengan pengaduk Bahan Konstruksi SA-167 Grade 11 Type 316 Kapasitas,91 m 3 Dimensi Power Jumlah OD H total Tebal shell Tebal head Impeller Jumlah 0,078 hp 1 buah = 10 in = = 7,8 ft = 0,375 in = 0,4375 in = Disc six flat-blade open turbine = 1 buah impeller 17. Heater (HE-10) Jenis : Double Pipe Heat Exchanger Fungsi : Menaikkan temperatur air dari 30 o C menjadi 4 o C Pemilihan : Sesuai untuk HE dengan luas perpindahan panas kurang 00 ft

161 Return Bend Gland Gland Gland Return Head Tee Gambar C.30. Double Pipe Heat Exchanger (Kern, 1965, Hal.10) Data perhitungan : Fluida panas : Steam Laju alir, W =,9648 kg/jam = 50,68 lb/jam T masuk, T 1 = 300 o C = 57 o F T keluar, T = 300 o C = 57 o F Fluida dingin : air Laju alir, w = 64,80 kg/jam = 1417,160 lb/jam T masuk, t 1 = 30 o C = 86 o F T keluar, t = 4 o C = 107,6 o F a. Neraca panas Beban panas, Q = 365,54505 kj/jam = 30581,7158 Btu/jam b. Menghitung T LMTD Driving force dari proses perpindahan panas adalah perbedaan temperatur antara fluida panas (hot fluid) dengan fluida dingin (cold fluid). Perbedaan temperatur yang terjadi di setiap titik di sepanjang heat exchanger ditunjukkan melalui nilai T LMTD (Log Mean Temperature Difference). Karena nilai T LMTD pada jenis aliran countercurrent lebih besar daripada jenis aliran paralel maka luas area perpindahan panas (surface area) yang dibutuhkan akan lebih kecil sehingga dipilih jenis aliran countercurrent (Kern, 1965, Hal: 90).

162 Tabel C.38. Temperatur aliran panas dan dingin Hot fluid Cold fluid Differences 57 Higher temp. (F) 107,6 464,4 t 57 Lower temp. (F) t 1 0 Differences (F) 1,6 378 ( t - t 1 ) (T 1 - T ) (t - t 1 ) (T 1 - t 1 ) T 1 T AH-301 t t 1 Gambar C.31. Aliran countercurrent pada heat exchanger LMTD = T 1 t T t1 T1 t ln T t = 475,118 o F 1 (Pers. 5.14, Kern 1965) c. Menghitung Temperatur Kalorik, T c dan t c T1 T T avg = = = 57 o F t1 t t avg = = ,6 = 96,8 o F Cek viskositas pada terminal dingin untuk tiap fluida Annulus : Pada T = 57 o F µ = 0,0195 cp (Fig.15, Kern 1965)

163 Pipa : Pada t = 86 o F µ = 0,86 cp (Fig.15, Kern 1965) Karena viskositas fluida pada terminal dingin < 1 cp (Kern, 1965, Hal: 111), maka: T c = T avg t c = t avg d. Pemilihan Jenis Alat Perpindahan Panas Hot fluid = steam dipipa Cold fluid = air di annulus Dari Tabel 8 (Kern, 1965) range U d = Btu/hr.ft F dan dipilh U d = 600 Btu/hr.ft. F. Area perpindahan panas (surface area) : A = Q U.Δt D 30581,7158 = ,118 = 0,107 ft Karena A < 00 ft, maka digunakan tipe double pipe dengan ukuran standar yang digunakan (Kern, 1965, Hal: 103): Tabel C.39. Spesifikasi double pipe yang digunakan (Kern, Tabel 6. dan 11) Annulus : Pipa : IPS =,5 in IPS = 1,5 in Sch. No = 40 Sch. No = 40 OD =,88 in OD = 1,66 in ID =,469 in ID = 1,38 in a'' = 0,753 ft /ft a'' = 0,435 ft /ft

164 e. Menghitung Flow Area (a) Annulus : D =,469/1 = 0,057 ft D 1 = 1,66/1 = 0,138 ft a a = (D 4 D 1 ) (Pers.6.3 Kern, 1965) = 0,018ft Diameter equivalent, De : De = ( D D D 1 1 ) (Pers.6.3 Kern, 1965) = 0,167 ft Pipa : D = 1,38/1 = 0,115 ft a p = D 4 = 0,01038 ft f. Menghitung Mass Velocity (G) Annulus : G a = W a a = 1417,1 0,018 = 778,99 lb/hr.ft

165 Pipa : G p = w a p 50,681 = 0,01038 = 4876,71 lb/h g. Menghitung Bilangan Reynold (Re) Annulus : T avg = 96,8 o F µ = 0,86 cp,4 (Kern, Fig. 15) =,080 lb/jam ft Re a = De.G a /µ (Pers. 7.3) Pipa : =167,77 Pada t avg = 57 o F µ = 0,0195cp,4 (Kern, Fig. 15) = 0,046 lb/jam ft D = 3,068/1 = 0,56 ft (Kern, Tabel 10) Re p = D.G p /µ (Pers. 3.6) = 17335,755 h. Menentukan J H (Heat Transfer Factor) i. Menentukan Termal Function j. Menghitung Outside Film Coefficient (h o ) dan Inside Film Coefficient (h i ) Annulus: h o = 130 Btu/hr.ft. o F [table 5 Kern, Hal: 164]

166 Pipa: h io = 1500 Btu/hr.ft. o F k. Menghitung Clean Overall Coefficient (U C ) h U C = h io io h o h o = 675,84 Btu/jam.ft. o F [Pers. 6.38] l. Menghitung Design Overall Coefficient (U D ) R d = 0,00 hr.ft. o F/Btu (Kern, Tabel 8) 1 1 = Rd Uc U D 1 = 0, ,84 = 0,00347 U D = 87,38 Btu/hr.ft. o F m. Menghitung Luas Permukaan Perpindahan Panas Yang Dibutuhkan A = = Q U. D t 30581, ,38 475,11 = 0,39 ft a = 0,435 ft /ft (Kern, Tabel 11) Panjang pipa : A L = a" = 0,5148 ft linier Panjang hairpin = 1, 15, 0 ft (Kern, Hal: 103) Diambil L h = 1 ft

167 Hairpin terdiri dari pipa (n = ), maka jumlah hairpin yang diperlukan : Hairpin = L.L h = 0,39 1 = 0,49 = 1 buah Koreksi panjang pipa: L kor =.L h x hairpin = 1 x 1 x = 4 ft linier n. Menghitung Luas Permukaan Perpindahan Yang Tersedia Sebenarnya A = L kor x a = 4 x 0,435 = 10,44 ft o. Menghitung Actual Design Overall Coefficient (U Daktual ) U Daktual = = Q A. t 30581,715 73,36 475,118 = 58 Btu/hr.ft. o F p. Menghitung Dirt Factor (R d ) R d = = U U c c U U d d 675, ,85 58 = 0,0039 hr.ft. o F/ Btu

168 R d yang diperlukan = 0,00 hr.ft. o F/Btu (Kern, Tabel 1) Rd hitung > Rd diperlukan (memenuhi) q. Menghitung Pressure Drops (ΔP) Annulus : De = D D 1 = 0,05 0,1383 = 0,0674 ft Re a = De a μ '.G a 0, =,080 = 518,71 ( ) (Kern, Pers. 3.47b) Fa = 4 f Ga L g ρ De' (Pers.6.14 Kern, 1965) = V a = 4 0,01 (778) 4 8 4, , ,0674 = 996,60 ft = ΔF = i Ga , = 6,68 ft/s V x g 6,68 = 3, =,098 ft

169 Pa = = 1 ΔFa ΔFi ρ ,60,098 0,03518 x 144 = 3,39 psi ΔP a untuk liquid < 10 psi (memenuhi) Pipa : Re p = 17335,7559 ( ) (Kern, Pers. 3.47b) ρ = 0,06804 lb/ft 3 (Appendix A.3-3, Geankoplis) Fp= = Pp = 4 f G L g D 4 0,00055 (4876,714) 4 8 4, ,068 0,167 = 1848,417 ft Fp ,417 0,068 = 144 = 0,573 psi ΔP p untuk steam < 1 psi (memenuhi)

170 Tabel C.40. Spesifikasi HE 10 Alat Heater Kode Fungsi Bentuk Dimensi pipa HE-101 Menaikan temperatur air dari 30 o C menjadi 4 o C untuk melarutkan urea di dalam mixing tank (MT- 101) Double Pipe Heat Exchanger Annulus: IPS Sch. No. 40 OD ID Inner pipe: IPS Sch. No. 40 OD ID Jumlah hairpin Panjang 1 pipa P, annulus P, inner pipe =,5 in =,88in =,469in = 1,5 in = 1,66in = 1,38 in = 1 buah = 1 ft = 3,39psi = 0,573 psi 18. Pompa (PP-10) Fungsi Tipe Pompa : Mengalirkan Air menuju ke Mixing Tank (MT-101). : Centrifugal pump Alasan Pemilihan : Dapat digunakan range kapasitas yang besar dan tekanan tinggi Konstruksi sederhana sehingga harganya relatif lebih murah Kecepatan putarannya stabil

171 Tidak memerlukan area yang luas V 1 P 1 T 1 Z 1 V P T Z V 3 P 3 Z 3 V 4 P 4 Z 4 Gambar C.33. Skema Aliran pada Pompa 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 Friksi pada pipa tee Asumsi : Sifat-sifat fisis cairan dianggap tetap Fluida incompressible Data-data perhitungan : feed = 885,448 kg/m 3 feed = cp = 0,00044 kg/m.s T 1 = 4 o C T = 4 o C

172 P 1 = 1 atm F V = 64,804 kg/jam P = 1 atm F V = 64,804 kg/jam a. Menghitung Debit Cairan Diambil over design = 10 % F V design = 1,1 x 64,804 kg/jam Q Fv 707, ,448 = 707,085 kg/jam = 0,196 kg/detik = 0,799 m 3 /jam = 0,0001 m 3 /detik = 0,470 ft 3 /menit = 3,516 gal/menit b. Menghitung Diameter Pipa Diameter pipa optimum untuk material carbon steel dihitung dengan persamaan (Coulson, 1983, pers. 5.14): D opt = 6 G 0,5 ρ -0,35 Keterangan : D opt = Diameter pipa optimum (mm) G = Laju alir massa (kg/s) = Densitas larutan (kg/m 3 ) D opt = 6 (0,196 kg/s) 0,5 885,448 kg/m 3 ) -0,35 = 9,3151 mm = 0,3667 in

173 Dari Appendix A.5-1 (Geankoplis 1993:89), diperoleh ukuran comersial pipe: Tabel C.41. Ukuran Comersial Pipe Karakteristik in Meter NPS 0,75 0,75 Sch OD 1,050 1,050 ID 0,84 0,84 c. Menentukan Bilangan Reynold (N Re ) Bilangan reynold (N Re ) dapat dihitung dengan persamaan (Geankoplis, 1993, Pers.4.5-5) : N Re = ρ x ID x v μ Keterangan : N Re = Bilangan Reynold = Densitas larutan (kg/m 3 ) ID = Diameter dalam pipa (m) v = Kecepatan aliran (m/s) = Viskositas larutan (kg/m.s) Dimana : Q tangki = Q pipa 4 = D v pipa pipa v pipa = = = 0,645 m/detik

174 3 885,448 kg/m 0,645 m/s 0,01m N Re = 0,00044 kg/m. s = 7169,693 (Aliran Turbulen, N Re > 4000) d. Menghitung Panjang Equivalent Faktor koreksi, = 1 (Untuk aliran turbulen) Diameter pipa = 0,84 in = 0,01 m Roughness, ε = 0, (untuk pipa comercial steel) ε/d = 0,00 Dari gambar..10-3, Geankoplis, 1993, diperoleh f = 0,008 Untuk panjang equivalent, dari gambar. 17 Brown, 1950, diperoleh : Tabel C.4. Panjang Equivalent Pipa Komponen Jumlah Le (ft) Le (m) Total (m) Pipa lurus ,631 14,631 Standard elbow 4 0,610,438 Globe valve 1 0 6,096 6,096 Gate valve fully open 1 0,5 0,15 0,15 standard tee 0 4,5 1,37 0,000 Total panjang equivalent 3,317 e. Menghitung Friction loss 1. Friksi karena kontraksi dari tangki ke pipa h c = A A 0 3,551 1 V = K c V Keterangan : h c : friction loss V : kecepatan pada bagian downstream

175 α : faktor koreksi, aliran turbulen = 1 A 3 : luas penampang pipa (yang lebih kecil) A 1 : luas penampang tangki (yang lebih besar) Dimana : A 3 /A 1 = 0 Kc = 0,55 h c = = V Kc (Pers , Geankoplis, 1993) (0,645) 0,55 x 1 = 0,114 J/kg. Friksi pada pipa lurus N Re = 3.48,107 /ID = 0,00 f = 0,008 (Gambar..10-3, Geankoplis,1993) F f = 4f L V ID = (3,317) (0,645) 4 x 0,008 (0,01x0,054) (1) = 9,033 J/kg 3. Friksi pada sambungan (elbow) Jumlah elbow = 4 K f = 0,75 (tabel.10-1, Geankoplis) h f = K V f = (0,645) 4 0,75 (1) = 0,64 J/kg 4. Friksi karena pipa tee Jumlah tee = 0 K f = 1

176 V h f = K f = 0,000 J/kg 5. Friksi karena ekspansi K ex = A A 4 1 A 4 = luas penampang pipa (yang lebih kecil) A = luas penampang tangki (yang lebih besar) A /A 4 = 0 K ex = 1 h e = V (0,645) K ex = 1 = 0,08 J/kg ( 1) 6. Friksi pada valve Globe valve wide = 1 = K f = 9,5 (Tabel.10-1, Geankoplis, 1983) Gate valve wide = 1 = K f = 0,17 (Tabel.10-15, Geankoplis, 1983) h f = K f V = (0,645) ((1 9,5) (1 0,17)) (1) =,01 J/kg Total friksi, ΣF = h c + F f + h f, elbow + h f, tee + h e + h f, valve = (0, , ,64 + 0, ,08 +,01) J/kg = 94,991 J/kg

177 f. Menghitung tenaga pompa yang digunakan Persamaan neraca energi yang dijelaskan melalui persamaan Bernaulli (Pers..7-8 Geankoplis, 1983) : V V p 1 1 (W p ).η = - W s = g Z Z1 W p = 38,896 J/kg 0, p = 9,8 3,500 94, 991 = 38,896 J/kg F 101,35-101,35 885,448 Dimana η = 3 % dari Gambar.3.3-, Geankoplis, 1983 Hal: 146, maka : W p =.187,090 = 149,983 J/kg 0,40 Power, P = G.W p = 0,196 kg/s x 149,983 J/kg = 80,866 J/s = 0,377 hp Jadi digunakan pompa dengan daya 0,5 hp. g. Menghitung beda tekanan antara bagian suction dan discharge p 4 p p p 3 V 3 V W. 3 4 s 4 1 g Z 3 Z 4 Ws F

178 p3 p4 ((38,896J / kg) /,988) x ((55,75lb / ft p p 4,5psia, 875atm ) /144) h. Menghitung NSPH Cek Kavitasi : P v = 0,004 atm NPSH (Net Positive Suction Head) available : NPSH A P P g 1 V Hsuction Fsuction NPSH A = 11,64 m NPSH (Net Positive Suction Head) Required : Dari gambar 7. b Walas : N = rpm S = (single suction) Q = 0,470 ft 3 /min NPSH = N Q S 0,5 4 / 3 (pers Walas, 1988) = 0,04 ft = 0,06 m NPSH A > NPSH R, pompa aman dari kavitasi Keterangan : NPSH R = Net Positive suction head required (ft) NPSH A = Net Positive suction head available (ft)

179 Tabel C.43. Spesifikasi Pompa (PP 10) Alat Pompa Fungsi Mengalirkan Air menuju ke Mixing Tank Jenis Kapasitas Efisiensi Pompa 3 % (MT-101). Centrifugal pump, single suction, single stage 3,516.gpm Dimensi NPS = 0,75 in Power motor NPSH Sch = 40 in Beda ketinggian = 3,5 m 0,5 hp 0,06 m 19. Pompa (PP-103) Dengan melakukan perhitungan seperti di atas diperoleh spesifikasi pompa sebagai berikut : Tabel C.44. Spesifikasi Pompa (PP 103)

180 Alat Pompa Fungsi Mengalirkan larutan urea dari Mixing Tank (MT-101) menuju ke Reaktor Jenis Centrifugal pump, single suction, single stage Bahan Konstruksi Stainless Steel (austenitic) AISI tipe 316 Kapasitas 11,681 gpm Efisiensi Pompa 35 % Dimensi NPS = 0,75 in Sch = 40 in Beda ketinggian = 3,5 m Power motor 10 hp NPSH 0,139 m 0. Reaktor (RE-0) Fungsi Tekanan operasi Temperatur operasi : Tempat mereaksikan CO(NH) (aq) dan HCHO (g) : 1, atm : 70 o C Konversi : 97 % Tipe reaktor Fase reaksi Kondisi Tipe perancangan : Reaktor Alir Tangki Berpengaduk : cair gas : Isotermal : Vertikal vessel dengan torispherical head sebagai tutup atas dan bawah, dilengkapi dengan sistem pendingin dan pengaduk. Sistem pemanas : Coil pendingin

181 Alasan pemilihan : 1. Pada RATB, suhu dan komposisi campuran di dalam reaktor selalu sama.. Konstruksi relatif lebih mudah dan murah 3. Transfer massa dan panas berlangsung dengan baik karena adanya pengadukan. 4. Cocok untuk reaksi fasa gas-cair, adanya pengadukan mengakibatkan gas HCHO terdifusi dengan seragam ke dalam larutan urea. (Fogler 3 rd Ed, 1999; hal 10 dan O Brien 3 rd Ed, 009; hal 114) Gambar C.34. Reaktor Dimana : F 11 = Laju alir umpan gas dari separator F 16 = Laju alir umpan larutan urea dari mixing tank F 17 = Laju alir gas keluar F 18 = Laju alir produk yang keluar Reaktor (kg/jam)

182 a. Menentukan Volume Reaktor Dalam perancangan ini digunakan reaktor alir berbentuk tangki berpengaduk (CSTR) yang dilengkapi koil pendingin dengan pertimbangan : 1. Reaksi berlangsung pada fase cair-gas. Proses kontinyu Asumsi-asumsi: 1. Pengadukan sempurna, sehingga komposisi zat alir keluar reaktor sama dengan komposisi zat di dalam reaktor.. Reaktor beroperasi secara isotermal dan non-adiabatis, sehingga panas hasil reaksi harus diserap dan dikontrol menggunakan air pendingin. 3. Tidak ada reaksi samping pada kondisi perancangan. Reaksi pembentukan Urea Formaldehid: T= 70 o C, P=1, atm 13 CO(NH ) (l) + 18 CH O (g) 9 HOCH NHCONH (l) + 3NHCONH(CH OH) (l) + NHCON(CH OH) 3 (l) 1. Menentukan Persamaan Laju Reaksi antara CO(NH ) (aq) dan HCHO (g) merupakan suatu reaksi heterogen cair-gas. Diketahui dari jurnal Kinetics And Mechanism Of Urea Formaldehyde Reaction by B.Raveendran Nair and D.Joseph Francis Department of Applied Chemistry, University of Cochin 68 0,India (Received 9 march 198;revised 1 August 198, Volume

183 4) bahwa reaksi pembentukan Urea Formaldehyde merupakan reaksi orde dua terhadap urea CO(NH ) dan formaldehid HCHO maka : -r a = k.c A.C B...(a) Keterangan : -r a : laju reaksi, (kmol/m 3.jam) k : konstanta laju reaksi; 4,4 m 3 /kmol.jam C A : konsentrasi CO(NH ) sisa, (kmol/m 3 ) C B : konsentrasi HCHO sisa, (kmol/m 3 ) Neraca massa di reaktor: [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] F a0 F a1 = F a0. X (Fogler, nd ed, 199.) F a0 F a1 = -r a1.v 1 dimana : -r a = k.c A.C B (Fogler, nd ed, 199.)

184 . Menentukan Densitas Campuran dan Debit Densitas komponen masuk reaktor ditunjukkan pada Tabel F.8.1. Tabel F.45. Densitas komponen masuk reaktor Komponen Massa (kg/jam) W i ρ i (kg/m 3 ) W i /ρ i kmol/jam x i μ i W i.lnμ i CO(NH) 1.7,9447 0,16 1.0,18 0, ,6871 0,081 0,9600-0,0065 H O 655,3817 0, ,44 3,368E-05 36,3899 0,10 0,4400-0,0501 HCHO 1.06,0613 0, ,65 7,10E-05 40,1619 0,113 0,0115-0,501 CH 3 OH 13,875 0, ,68 7,9597E-07 0,4316 0,001 0,0094-0,0060 O 809,8474 0,075.10,18 3,5874E-05 5,3077 0,071 0,09-0,848 HCHO 1.06,0613 0, ,65 7,10E-05 40,1619 0,113 0,0115-0,501 CO 71,8043 0, ,63 4,9034E-06,5635 0,007 0,0198-0,06 N 5.05,7684 0, ,6 0, ,3916 0,509 0,0195-1,856 Total ,69 1,000 0, ,0951 1,000-3,87 ρ mix = w i 1 i = 1 0, =.054,08 kg/m 3 = 18,3 lb/ft 3 ν o = massa total densitas campuran ,69 kg/jam = 3.054,08 kg/m = 5,8 m 3 /jam = 184,61 ft 3 /jam 3. Menentukan Volume dan Waktu Tinggal Ca o = ( m / BM ) v0 = 5,487 kmol/m 3 Cb o = ( m / BM ) v 0

185 = 7,681 kmol/m 3 = 5,48 x 5,8 = 8,6871 kmol/jam = 7,68 x 5,8 = 40,1619 kmol/jam = 0,8606 kmol/jam = 1,6330 kmol/jam Ca 1 = = 0,1646 kmol/m 3 Cb 1 = = 0,313 kmol/m 3 V = = 1,7045 m 3 Menentukan waktu tinggal τ = = 4,15 jam 1. Menentukan Dimensi Reaktor a. Diameter Dalam Shell (D i ) V total = ID 4 H L + ID i 4 sf + 0, I D 3 Keterangan : ID H L = Diameter dalam shell,ft = Tinggi cairan, ft

186 Diambil perbandingan tinggi cairan terhadap diameter dalam shell standar dan tinggi sf adalah : H L = ID (Geankoplis, 1993) sf = in = 0,167 ft V total = ID 4 H L + ID i 4 sf + 0, I D 3 Diperoleh ID = 9,86 ft = 118,63 in Maka tinggi cairan adalah : H L = ID = 9,86 ft = 118,63 in = 3,00 m Diameter dalam shell standar yang digunakan adalah : D i = 119 in = 9,91 ft = 3,0 m b. Menghitung Tekanan Desain Tekanan operasi (P ops ) = 1 atm (14,696 psi) P hidrostatik = Keterangan : ρ mix. g g 144 c H L g = Percepatan gravitasi = 3,174 ft/s g c = Faktor konversi percepatan gravitasi = 3,174 g m.cm/g f.s P hidrostatik = 4,65 psi Tekanan desain adalah 5-10% di atas tekanan kerja normal (Coulson, 1983). Tekanan desain diambil 10 % atau 1,1. Jadi, tekanan desain adalah:

187 P desain = 1,1 (P operasi + P hidrostatik ) = 1,1 (14, ,65) psi = 1,53 psi = 1,446 atm c. Bahan Konstruksi Material Alasan f C = Stainless Steel SA 167 Grade 11 type 316 (Brownell:34) = Sesuai digunakan untuk tekanan tinggi dan diameter besar. = psi = 0,5 in E = 0,85 d. Menghitung Tebal Shell (Brownell & Young, 1959:45) Keterangan : t s = Tebal shell (in) P = Tekanan operasi (psi) f = Allowable stress (psi) r i = Jari-jari shell (in) E = Efisiensi pengelasan C = Faktor korosi (in) 1,53 (114 / ) ,85-0,6 1,53 t s = 0, 5 = 0,36 in (digunakan tebal standar 3/8 in = 0,375 ft)

188 e. Diameter Luar Shell (OD s ) OD s = ID +. t s = 118 in + (3/8 in) = 118,75 in = 9,56 ft =,91 m f. Menentukan tinggi reaktor Tinggi total reaktor = tinggi shell (H s ) + ( x tinggi tutup) 1. Tinggi Shell (H s ) Volume desain reaktor merupakan penjumlahan volume shell, volume head and bottom torispherical, dan volume straight flange head and bottom. V r = V shell + V head atas + V head bawah + V straight flange (F.9) 169,844 ft 3 = π ID 4 H s π ID + 4 sf 3 + (0, I D ) H s = 117,87 in Diambil H s = 118 in = 9,5 ft =,89 m. Tinggi Tutup (OA) OA = t h + b + sf Keterangan : b t h = Depth of dish (inside), in = tebal torispherical head, in sf = straight flange, in

189 a. Menghitung tebal head t h P.ID.V C (Brownell & Young,pers. 7.77,1959).f.E 0,.P 1 V ( k ) (Brownell & Young,pers. 7.76,1959) 6 Keterangan : V = stress-intensification factor a k =, mayor-to-minor-axis ratio b ID 114 a = = = 57 in ID 114 b = 8, in 57 k = 8,5 1 V = ( ) 1 6 1, t = 0, ,85 1,53 0, = 0,36 in Digunakan tebal plat standar = 3 / 8 in

190 OD OA icr B b A sf ID t a r Gambar C.35. Dimensi torisherical flanged and dish Heads b. Tinggi Tutup (OA) Tinggi head and bottom torrispherical adalah : OA = t h + b + sf = 0,375 in + 8,5 in + in = 30,875 in =,57 ft = 0,78 m 3. Tinggi Cairan (H L,s ) Tinggi cairan di shell (H L,S ) = H L OA = 118 in 30,875 in = 83,15 in = 6,93 ft =,11 m 4. Menghitung Tinggi Total Reaktor Tinggi total reaktor = tinggi shell (H s ) + tinggi tutup atau OA = 9,5 ft + ( x,57 ft) = 14,65 ft = 4,46 m

191 5. Perancangan Sparger - Menentukan Koefisien Difusifitas (D AL ) Proses difusi terjadi di dalam fasa cair. Persamaan yang digunakan adalah : D AL ,3.10 M μ V (Coulson Vol 6, 1989; hal 55, Pers 8.) 0,6 m 0,5 T Keterangan : Φ : Association parameter = 1 M : Berat molekul larutan, kg/ kgmol = 67,9886 T : Temperatur, K = 453 K μ : Viskositas larutan, kg/m.det = 9,7467 x 10-5 V m : Volume molal zat terlarut, m 3 / kmol Berdasarkan Tabel 8.6 Coulson Vol 6, 1989; hal 56 V m H = 0,0143 m 3 / kmol Difusifitas HCHO dalam Urea solution : D AL = 1,148 x 10-7 m /det - Menentukan Δρ ρ gas pada T = 343 K dan P = 1 atm Δρ = (766,1451-0,38) kg/m 3 = 765,83 kg/m 3 - Menghitung Surface Tension 4 ρ L ρv 1 Pch L 10 M (Pers 8.3, hal 58; Coulson Vol 6, 1989) Keterangan : σ L P ch : Surface tension, dyne/cm : Sudgen s parachor ρ L : Densitas cairan, kg/m 3 ρ v : Densitas saturated vapor, kg/m 3

192 M : Berat molekul Dari Coulson Vol 6, 1989; hal 58 dapat dicari nilai P ch : P ch H = 34, Maka σ L = 0,0001 mj/m = 0,0001 dyne/cm = 9,13 x 10-8 kg/ det - Menghitung Diameter Gelembung 6 do σl db g Δρ Keterangan : d b : Diameter gelembung, m (Treyball 3 rd Ed, 1980; Pers 6.1, hal 141) d o : Diameter oriffice = 10 mm standar = 10 - m ς L 1 3 : Tegangan muka cairan g : Percepatan gravitasi, m/ det Δρ : Densitas (cairan-gas), kg/m 3 Jadi diameter gelembung = 9,0015 x 10-5 m = 9,0015 x 10-3 cm = 0,0900 mm - Menentukan Koefisien Transfer Massa Campuran (K L ) Berdasarkan tabel 3-9, hal 3-43; Perry, 1999 untuk mechanically agitated bubble reactors diperoleh K L = 400 cm/s = 4 m/s - Menghitung diameter hole sparger Berdasarkan Perry, 1999 diameter hole ditentukan dengan persamaan : D h = Keterangan : D h d b (ρ ρ ) σ : diameter hole, cm : diameter bubble, cm ρ L : densitas liquid, gr/cm 3 ρ G : densitas gas, gr/cm 3 (Perry, 1999; hal 6-53)

193 σ : tegangan permukaan liquid g : percepatan gravitasi, 980cm/det Maka D h = 0,9954 cm = 0,01 m Jadi luas tiap hole : 0,9954 Ah = 0,7777 cm 4 - Laju volumetrik tiap lubang (Q h ) Q h 6/5 = π (Perry, 1999) Q h 6/5 = Q h = 1,0740 x 10-4 cm 3 /det - Kecepatan superficial gas masuk tiap lubang (u sg ) u sg = Q h /A h (Perry, 1999) = 1,0740x10-4 / 0,7777 = 0,0001 cm/ det = 1,3810x10-6 m/ det = 0,0050 m/ jam - Menghitung diameter sparger A 3.14 / 4. D D s Qt U sg s 4. Qt U 3.14 sg Qt U sg Keterangan : Q t : laju alir total umpan gas masuk, m 3 / jam Dimana Q total = P/(nRT) = 0,0410 m 3 / jam D s : diameter sparger, m

194 u sg : kecepatan superfiacial gas, m/s D s = 3 0,0410m / jam 0,005 m / jam.3,14 = 3,401 m - Menghitung pitch sparger Digunakan triangular pitch dengan jarak ke pusat : C C = 1,5 x D h = 1,5 x 0,9954 cm = 1,4930 cm Tinggi (h) = C x sin 60 o = 1,930 cm Luas segitiga = ½ x C x h = 0,965 cm - Menentukan banyaknya hole Luas hole total = π/4 (D s ) = 8,410 m Jumlah hole = luas hole total/ luas 1 hole = ,094 buah

195 B a f f l e B a f f l e. Desain Sistem Pengaduk J L H L Dd W Da E Dt Gambar C.36. Basis perancangan tangki berpengaduk a. Dimensi pengaduk Digunakan impeller dengan jenis : Jenis Dasar pemilihan : six flat blade open turbin : Sesuai dengan pengadukan larutan dengan viskositas (Geankoplis 1993,3 rd ed : 143 ). Perancangan pengadukan berdasarkan Geankoplis, 1993 Tabel b. Menentukan Diameter Pengaduk ID = 114 in ID 3 D i D i = 38 in = 0,96 m = 3,17 ft

196 c. Menentukan Tebal (t i ) dan Lebar (W) Pengaduk t i = 0, D i (Brown, 1950) t i = 7,6 in = 0,19 m = 0,63 ft Di W = 8 (Gean Koplis, 1993) W = 4,75 in = 0,1 m = 0,39 ft d. Menentukan Lebar Baffle, J Jumlah Baffle : 4 (Wallas,1990) ID J = 1 J = 9,5 in = 0,4 m = 0,79 ft e. Menentukan Offset Top dan Offset Bottom Berdasarkan Wallas (1990 : 88) Offset top = 6 J = 1,58 in = 0,04 m = 0,13 ft Offset Bottom = D i = 19 in = 0,48 m = 1,58 ft f. Menentukan Jarak pengaduk Dari Dasar Tangki (Z i ) Zi 1,3 Di (Brown, 1950) Z i = 49,40 in = 1,5 m = 4,1 ft g. Menentukan Jumlah Pengaduk, Nt Menurut Dickey (1984) dalam Walas 1990 hal. 88, kriteria jumlah impeller yang digunakan didasarkan pada viskositas liquid dan rasio ketinggian liquid (H L ) terhadap diameter tangki (D). Diketahui bahwa :

197 ID = 9,5 ft H L = 9,5 ft H L /ID = 1 µ liquid = 0,0185 cp Tabel C.46. Pemilihan Jumlah Impeller Rasio H L /ID maksimum untuk penggunaan 1 buah impeller adalah 1,4 untuk viscositas liquid < cp dan rasio H L /ID = 1 maka jumlah impeller yang digunakan sebanyak 1 buah. h. Menentukan Putaran Pengadukan Kecepatan putaran motor standar yang tersedia secara komersil adalah 37, 45, 56, 68, 84, 100, 15, 155, 190 dan 30 rpm. Digunakan putaran motor 68 rpm = 1,133 rps. (Walas, 1990) Digunakan putaran motor 84 rpm = 1,4 rps ρ mix = 1.1,913 kg/m 3 Viskositas campuran diprediksi dengan persamaan 3.107, Perry s Chemical Engineering Handbook, 6th ed, p.3-8 : ln μmix = Σ (wi.ln μmix) = 0,0183 μmix N Re = D = 1,0185 cp = 0,001 kg/m.s I.N. mix mix (Geankoplis,Pers.3.4-1, 1978)

198 0,965 = x1,4 x1.1,913 0,001 = ,055 Dari Figur 10.6 Walas halaman 9 untuk six blades turbine, Np = 5 Kebutuhan teoritis: P = = N. 3 5 p mix.n Di (Geankoplis,Pers.3.4-, 1978) 550x3,17 5x70,101x1, x3,17 x 3,167 5 = 17,309 hp i. Daya yang hilang (gland loss) Hilang (gland loss) = 10 % daya teoritis (MV. Joshi) = 0,1 x 17,309 hp = 1,7309 hp j. Menghitung daya input Daya input = kebutuhan daya teoritis + hilang (gland loss) = 17,309 hp + 1,7309 hp = 19,04 hp k. Efisiensi motor (η) Berdasarkan Fig. 4-10, vilbrandt,f.c., 1959, diperoleh: Efisiensi motor (η) = 80 % 100 P = x 19,04 80 hp = 3,80 hp l. Menentukan Kebutuhan Daya Menurut Walas sebagai panduan untuk sistem gas liquid, daya pengadukan yang dibutuhkan adalah sekitar 5 hp/1000 gallon liquid.

199 Volume cairan, V L = 16,015 m 3 Volume cairan, V L = 4.30,65 gal maka daya yang dibutuhkan adalah P = = 1,15 hp P = , ft.lbf/s Kecepatan putaran, N = N = 1,497 rps N = 89,81 rpm Oleh karena itu pemilihan kecepatan putaran impeller dapat digunakan. m. Panjang Batang Sumbu Pengaduk (axis length) axis length (L) = tinggi total tangki + jarak dari motor ke bagian atas bearing jarak pengaduk dari dasar tangki Tinggi total tangki = 14,64 ft Jarak dari motor ke bagian atas bearing = 1 ft Jarak pengaduk dari dasar tangki (Z I ) = 4,1 ft axis length (L) = 14,64 ft + 1 ft 4,1 ft = 11,53 ft (3,51 m) n. Diameter Sumbu d 3 = Z p x 16

200 Menghitung T m Dari M.V Joshi, Pers , hal 400, T m = (1,5 or,5) x T c Digunakan T m = 1,5 T c T c = P x 75x 60 x π x N (M.V. Joshi, Pers. 14.8, hal 400) Keterangan : T c = Momen putaran, kg.m P = Daya, Hp N = Kecepatan putaran, rpm T c = 3,80 x 75x 60 x π x 84 = 0,9 kg.m T m = 1,5 x 0,9 kg-m = 304,38 kg.m Menghitung Z p Z p = T f m s (Pers.14.9, M.V. Joshi) Keterangan : T m = Torsi maksimum P = Shear stress f s = Section of shaft cross section Material sumbu yang digunakan adalah commercial cold rolled steel. Axis shear stress yang diizinkan, f s = 550 kg/cm Batasan elastis pada tegangan =.460 kg/cm Z p = 304,34 x 100 = 55,34 cm 550

201 Menghitung diameter sumbu (d) Z p = d 3 = 3. d 16 Z p x 16 d = 6,56 cm Digunakan diameter sumbu (d) = 7 cm Cek tegangan yang disebabkan oleh bending moment Tegangan yang disebabkan oleh bending moment equivalent adalah Me f = = Zp Me 3 d 3 Menghitung Bending Moment Me = Bending moment equivalent Me = 1 M M T m M = F m x L F m = T m 0.75 x Rb (Pers.14.11, M.V. Joshi) Keterangan : F m = bending moment (kg) R b = Jari-jari impeller = ½ D i = ½ x 0,965 m = 0,483 m F m = 304,38 kg.m 0,75x 0,483 = 840,96 kg L = Panjang axis = 3,51 m

202 M = 840,96 kg x 3,51 m =.955,19 kg.m Me = 1 M M T m =.963,01 kg.m Tegangan yang disebabkan oleh bending moment equivalent Me f = = ,808 kg/cm 3 d 3 Diameter sumbu Karena f > batasan elastis dalam tegangan (47.157,808 >.460) maka diameter sumbu yang direncanakan memenuhi. 6. Desain Pendingin Reaksi pembentukan urea formaldehid merupakan reaksi eksotermis dimana sejumlah panas reaksi akan dilepaskan sehingga menyebabkan kenaikan temperatur. Dari perhitungan neraca panas diperoleh kenaikan temperatur sebesar 3,17 o C sehingga temperatur akhir bila tanpa pendingin adalah sebesar 10,17 o C. Karena reaktor dioperasikan secara isotermal ( 70 o C ) maka dibutuhkan media pendingin berupa air sebanyak 11.1 kg/jam. Pemberian atau pengambilan sejumlah panas pada sebuah tangki proses dapat dilakukan dengan cara yaitu dengan memberikan jacket atau lilitan pipa panjang (coil) di dalam tangki proses tersebut (Kern, D., 1950, Hal: 716). Untuk menentukan pemakaian jacket atau coil pada tangki proses, dilakukan perhitungan terhadap luas

203 selubung tangki terhadap luas transfer panas (Moss, D., Ed.3th, 004, Hal: 35) antara lain: Jika luas transfer panas luas selubung tangki proses : menggunakan jacket Jika luas transfer panas > luas selubung tangki proses : menggunakan coil Luas selubung Reaktor = Luas selimut silinder = π x D s x H s = 74,84 ft Luas transfer panas pada Reaktor = Luas selimut silinder + Luas penampang = (π x Ds x Hs) + (π x 0,5 x D s ) = 345,6 ft Karena luas transfer panas > luas selubung tangki proses maka digunakan coil. Perancangan Coil Pendingin Fluida pendingin yang digunakan : Air Kecepatan fluida pendingin (v c ) = 1,5 -,5 (Coulson, 1983:534) v c =,5 m/s Luas permukaan aliran (A) : A = F v /v F v F v M = laju alir air = M/ = 11.1 kg/jam = 8.547,53 lb/jam air = 981,199 kg/m 3 Maka F v = 5,6906 m 3 /jam A = 0,00063 m

204 A 4 D coil D coil = 0,084 m = 1,117 in Dari Tabel 11. Kern, 1983 diambil ukuran pipa standar : NPS = 1,5 in (Sch. 40) OD coil = 1,66 in = 0,13 ft ID coil = 1,38 in = 0,11 ft A' = 1,495 in = 0,0096 ft a" = 0,36 ft /ft Gambar C.37. koil Pendingin Perhitungan pada Air : Temperatur masuk, T 1 = 35 o C = 86 o F Temperatur keluar, T = 60 o C = 140 o F T av = 113 o F ρ air = 981,199 kg/m 3 = 61,5 lb/ft 3

205 μ = 0,599 cp = 0,979 lb/ft.jam Fluks massa pemanas total (G tot ) G tot = M/A' = ,66 lb/ft.jam Fluks massa tiap set koil (G i ) G i = ρ steam.v c Kecepatan medium pemanas di dalam pipa/tube pada umumnya berkisar antara 1,5,5 m/s. Dipilih : v c =,5 m/detik = 8,01 ft/s Diperoleh : G i = 4,57 x 8,01 = 348,813 lb/s.ft Jumlah set koil (N c ) G c,tot N c = 0,709 Nc G Dipakai, N c = 1 set koil Koreksi fluks massa tiap set koil (G i,kor ) G i,kor i G N tot c G i,kor = ,66 lb/jam.ft Cek Kecepatan Medium Pemanas (v c,cek ) v c,cek G i c v c,cek = 9.57,56 ft/jam = 8,01 ft/s =,5 m/s (memenuhi standar 1,5,5 m/s) Koefisien transfer panas fluida sisi dalam tube 400.(1,35 0,0.t b ).v h i 0, ID 0,8 c

206 h i = 8.816,35 Btu/jam.ft. o F h io = h i x ID coil /OD coil h io = 7.39,6 Btu/jam ft.f Diameter spiral atau heliks koil = 0,7-0,8 x D shell (Rase, 1977) D spiral (d he ) = 0,8 x ID shell = 0,8 x 9,5 ft = 7,6 ft h io,coil = ID h io 1 3,5 D h io,coil = 7.701,895 Btu/jam.ft. o F spiral Koefisien transfer panas fluida sisi luar tube : coil Dimana : h o 0,36. k ID coil ID..G coil tot 0,55 Cp.. k 1 3 hi = koefisien perpindahan panas ID coil = diameter dalam koil k = konduktivitas termal pemanas = 0,9 Btu/(jam.ft )( o F/ft) Cp = kapasitas panas = 1,058 Btu/lb o F Maka h o = 1.007,91 Btu/jam.ft. o F Menentukan koefisien overall bersih, U c U c h i h h h i io io U c = 886,06 Btu/(jam)(ft )( o F) R d untuk pemanasan = 0,001 (Tabel 1, Kern, 1965:845) Menentukan koefisien overall desain, U D hd = 1/Rd = 1000

207 Menentukan koefisien overall desain, U D : U D Uc hd = 469,79 Btu/(jam)(ft )( o F) Uc hd Menentukan Luas perpindahan panas yang diberikan oleh koil, A A U Q D t LMTD Tabel C.47. T LMTD hot fluid cold fluid ( o F) ( o Diff F) 15,9 higher T ,9 t 158 lower T 86 7 t 1 0 Diff 0 3,9 t - t 1 LMTD = 73,93 F = 3,9 C Q = ,97 Btu/jam A = U Q D t A = 5,86 ft Beban Panas Tiap Set Koil (Q ci ) Asumsi : Beban panas terbagi merata pada tiap set koil Q Q ci N c c ,97 Btu/jam Q ci ,97 Btu/jam 1 Luas Perpindahan Panas Tiap Set Koil A ci U D Q ci T LMTD

208 = 5,86 ft Jarak Antar Pusat Koil (J sp ) J sp = ½.OD coil J sp = 0,066 ft = 0,0 m Panjang Satu Putaran Heliks Koil (L he ) L he = ½ putaran miring + ½ putaran datar L he 1/..r he 1/.. d he Diameter spiral atau heliks koil = 0,7-0,8 ID shell (Rase, 1977) D spiral (d he ) = 0,7.(9,5 ft) = 6,65 ft =,0 m L he 1/ (6,4d he J 1/ sp ) 1/. d he = 0,88 ft = 6,36 m Panjang Koil Tiap Set (L ci ) A L ci a ci " t 5,86 L ci 71,43 ft = 1,77 m 0,36 Jumlah Putaran Tiap Set Koil L N pc L ci he Npc 71,43 0,88 ft ft 3,4 4putaran Koreksi Panjang Koil Tiap Set L ci,kor = N pc x L he

209 Tinggi Koil (L c ) L ci,kor = 4 x 0,88 ft = 83,5 ft = 5,05 m L c = J sp x N pc x N c L c = 3,98 ft = 1,19 m Volume Koil (V c ) V c = N c ( / 4 (OD) L ci ) V c = 1 ( π/4 0,138 83,5) 1,15 ft 3 = 0,10 m 3 Cek Tinggi Cairan Setelah Ditambah Koil (h L ) Tinggi koil harus lebih kecil daripada tinggi cairan setelah ditambah koil agar seluruh koil tercelup dalam cairan: h L V L = A V c shell 678,636 ft 3 70,846 1,15 ft ft 3 h L = 9,595 ft =,878 m h L = 9,595 ft > L c = 3,98 ft (semua koil tercelup di dalam cairan) Cek Dirt Factor Dari Tabel 1 Kern, 1965, R d min untuk refrigerating liquid, heating, cooling atau evaporating = 0,001 Syarat : R d > R d min R d U U c c U U D D R d 886,06 469,79 0,3 0,001( memenuhi) 886,06 469,79 Cek Pressure Drop Syarat : < 10 psi

210 N Re = ID.G t = ,13 μ Faktor friksi untuk pipa baja (f) f 0,0035 0,64 0,4 N Re f = 0,0039 Pressure Drop P t f.g i.l he 10 5,.10.D.s. k L = 0,1361 psi < 10 psi (memenuhi) 47,8080 in 1,50 in 79,8 in Gambar C.38. Dimensi koil

211 Tabel C.48. Spesifikasi Alat RE 0 Fungsi Mereaksikan HCHO dengan Larutan Urea Kode RE 0 Jenis Reaktor CSTR, vertical Bahan Konstruksi Stainless Steel SA 167 Grade 11 type 316 Kondisi Operasi T, P : 70 o C, 1, atm Dimensi shell Dimensi head Dimensi sparger Dimensi koil Dimensi pengaduk Diameter Tinggi Tebal dinding Tebal head Tinggi head Diameter ring Jumlah hole Diameter hole Diameter Tinggi Material Jumlah putara Diameter Lebar : 9,91 ft = 3,0 m : 9,5 ft =,89 m : 3/8 in = 0,375 ft : 3/8 in :,57 ft = 0,78 m : 3,401 m : ,094 : 0,9954 cm : 6,65 ft =,0 m : 3,98 ft = 1,19 m : carbon steel SA 83 grade C : 4 : 38 in = 0,96 m : 4,75 in = 0,1 m

212 Jumlah Kecepatan putaran Power Diameter lubang : 1 : 89,81 rpm = 1,4 rps : 1,15 hp : 7 cm Jumlah 1 Buah 1. Cooler 301 (CO-301) Fungsi : Menurunkan temperatur keluaran reaktor 0 dari temperatur 70 o C menjadi 30 o C. Jenis : Shell and Tube Exchanger Data design Tube Fluida panas = Aliran F 1 dari RE-0 Laju alir, W = 3535,35 kg/jam (7794,11 lb/jam) (Lampiran B) T 1 = 70 o C (158 o F) (Lampiran B) T = 30 o C (86 o F) (Lampiran B) Shell Fluida dingin = Cooling water Laju alir, w = 576,7 kg/jam (1.65,1 lb/jam) (Lampiran A) t 1 = 30 o C (86 o F) (Lampiran B) t = 45 o C (113 o F) (Lampiran B) d. Menghitung Luas Perpindahan Panas A = Q Ud t LMTD 4. Beban panas Heater 101 Q = ,09 kj/jam (Lampiran B) = 34,81,4 Btu/jam 5. Menghitung Δt LMTD

213 Tabel C.49. Suhu Fluida panas dan dingin Fluida Panas ( o F) Fluida Dingin( o F) Δt ( o F) 158 Temperatur Tinggi Temperatur Rendah Difference 7 45 Δt LMTD = T 1 t T t1 T1 t ln T t = 18, o F 1 6. Memilih Ud trial Dari tabel 8 (Kern, 1965) dipilih U d untuk hot fluid = light organic cold fluid = water Range U d = BTU/j ft F dipilih U d = 80 BTU/j ft F Maka, luas perpindahan panas (surface area) adalah : Q A = Ud t LMTD 34,81,4 Btu/jam = 80 BTU/jft o o F18, F = 39,8 ft e. Pemilihan jenis HE Karena A > 00 ft, maka digunakan tipe shell and tube exchanger Sehingga dalam perancangan ini digunakan klasifikasi sebagai berikut, (Tabel 10, Kern) L = 0 ft BWG = 16 OD tube = 0,75 in

214 ID tube = 0,6 in a = 0,1963 ft /ft Jumlah tube : Nt = A L a = 61,085 tube Pemilihan pola tube Berdasarkan data jumlah tube yang tersedia secara komersial, dipilih jumlah tube = 61 buah tube dengan OD tube 0,75 in, 1 in Square pitch untuk passes (Kern, Tabel. 9, hal , 1965). Adapun data selengkapnya adalah sebagai berikut : - Susunan tube = square pitch - Jumlah aliran, n = aliran (passes) - Pitch, P T = 1 in - Diamater shell, ID = 10 in - Baffle space = ID = 10 in - C = Pitch, P T OD tube = 0,5 in - A terkoreksi = Nt x L x a - U D terkoreksi Ud = = 61 x 0 ft x 0,1963 ft = 39,486 ft Q A T LMTD = 80,1117 Btu/hr ft F f. Analisa Kinerja HE Analisa kinerja HE meliputi :

215 4) Menghitung Koefisien Overall Perpindahan Panas (U) 5) Menghitung Rd 6) Menghitung P 4) Menghitung Koefisien Overall Perpindahan Panas - Menghitung Flow Area Shell : a s = =, IDxC xb 144xP T 10 0,510 = 0,1736 ft 1441 Tube : a t = N t a t ' 61 0, n = 0,016 ft - Menghitung Mass Velocity Shell : G s = Tube : Gt = W a s 7794,11 lb/hr = 0,1736 ft = ,673 lb/hr ft w a t 1.65,1lb/hr = 0,016 ft = ,46 lb/hr ft - Menghitung Reynold Number

216 Karena viskositas pada terminal dingin untuk tiap fluida < 1 cp maka T c = T avg dan t c = t avg T avg = t avg = Tube : T 1 T = t 1 t = Viskositas pada T a = 311 o F : µ liquid = 0,496 cp D Re t = Shell : = 0,5591 lb/hr.ft = 0,0517 ft = D Gt = 99,5 o F = 1 o F 0, ,78 0,5591 = 14154,090 Viskositas pada t a = 99,5 o F : µ liquid = 0,6743 cp D e Re s = = 1,5105 lb/hr.ft = 0,079 ft = D e Gs 0, ,7760 1,5105 = 813,170 - Menentukan Nilai J H (Heat Transfer Factor) Tube : Nilai J H untuk pipa didapat dari figure 4 Kern J H = 55 Shell : Nilai J H untuk pipa didapat dari figure 4 Kern

217 J H = 40 - Menentukan Termal Function Tube : Viskositas pada T a = 17,4975 o F : μ = 0,5591 lb/hr.ft Kapasitas panas, Cp : Cp k c.μ k Shell : Pada t a μ 1 3 = 0,0933 Btu/lb. o F = 0,8597 Btu/hr.ft. o F.ft = 0,4719 = 99,50 o F = 1,5105 lb/hr.ft Kapasitas panas, Cp : Cp k = 0,6938 Btu/lb. o F = 0,8106 Btu/hr.ft. o F.ft c.μ k 1 3 = 1, Menghitung Nilai outside film coefficient (h o ) dan inside film coefficient (h i ). Tube : h i = jh k D c μ k 1 3 Shell: 0,8597 = 55..0, ,0517 = 49,5067 Btu/hr.ft. o F h o = jh k D e cμ k 1 3

218 0,8106 = 40..1, ,079 = 446,1743 Btu/hr.ft. o F - Menghitung corrected coefficient hio Tube : h io = = h i ID OD 0,600 49,5067 0,75 = 06,589 Btu/hr.ft. o F - Menghitung Clean Overall Coefficient, Uc h io h o U C = h io h o 06, ,1743 = 06, ,1743 = 141,056 Btu/hr.ft. o F 5) Menghitung Dirt Factor, R d 1 Ud U U D R d = c U U C D 1 = Rd Uc R d = 0,005 Btu/hr.ft. o F 141,056 81,3693 = 141,05681,3693 Rd yang diperlukan = 0,003 hr.ft. o F/btu (Tabel 1. Kern, 1965). Rd hitung > Rd diperlukan (memenuhi) 6) Menghitung Pressure Drops (ΔP) Shell : Re s = 8.13,170 f = 0,0015 (Fig 9, hal 839, Kern)

219 s = 1,000 No. of crosses, N+1 = 1L/B = 1 0/10 = 4,000 P s s fg Ds N ,5510 D s e s 0,0015 (156706,776) 0, ,0141psi 10 5,5510 0,07911 P s < 10 psi (memenuhi) Tube: Re t = 14154,090 f = 0,0003 (fig 6, hal 836, Kern) ρ larutan ρ air = 844,0784 kg/m 3 (pada Tc) = 977,3974 kg/m 3 (pada Tc) s = laru tan = 0,8636 air P t 1 fg Ln Ds t = , ,10 0,0517 0,86361 = 6, psi G t = ,7800 lb/hr.ft V 0,003 g (Fig.7, Kern) P r 4 n V s g 4 = 0,003 0, 078 psi 0,8636 P total = P t + P r = 0,078 psi P t < 10 psi (memenuhi)

220 Tabel C.50. Spesifikasi Cooler 301 (CO 301) Alat Cooler 301 Kode CO-301 Fungsi Menurunkan temperatur keluaran reaktor 0 dari temperatur 70 o C menjadi 30 o C untuk di simpan di dalam tangki penyimpanan produk Jenis Shell and Tube Exchanger Dimensi Tube OD = 0,75 in ID = 1 in BWG = 16 Panjang Tube (L) = 0 ft Flow area per tube (a') = 0,300 in Surface per lin ft (a") = 0,1963 ft Pitch = 1,0000 in Passes = Shell ID = 10 in Baffle Spaces = 10 in Surface area 39,486 ft Pressure drop Tube (ΔP t ) = 0,078 psi Fouling factor Bahan konstruksi Jumlah Shell (ΔP s ) = 0,0141 psi 0,005 (hr)(ft )( o F)/Btu Carbon steel SA 85 Grade C 1 buah. Pompa (PP-301) Dengan melakukan perhitungan seperti di atas diperoleh spesifikasi pompa sebagai berikut :

221 Tabel C.51. Spesifikasi Pompa (PP 301) Alat Pompa Fungsi Mengalirkan produk menuju tangki Jenis penyimpanan produk (TP-301) Centrifugal pump, single suction, single stage Bahan Konstruksi Stainless Steel (austenitic) AISI tipe 316 Kapasitas Efisiensi Pompa 39 % 17,01 gpm Dimensi NPS = 0,75 in Power motor NPSH Sch = 40 in Beda ketinggian = 3,5 m 30 hp 0,178 m 3. Tangki Penyimpanan Produk (TP-01) Fungsi : Menyimpan Produk Urea Formaldehid selama 7 hari dengan kapasitas ,80 kg Tipe Tangki : - Silinder vertikal (untuk tekanan > 1 atm) - Bentuk dasar datar (flat bottom) - Bentuk atap (head) Torispherical Roof (untuk tekanan 15 psig (1,007 atm) sampai dengan 00 psig (13,609 atm)) Bahan Konstruksi : SA-167 Grade 11 Type 316 (18 % Cr, 10 % Ni, % Mo)

222 Pertimbangan : Mempunyai allowable stress cukup besar ( psi) Tahan terhadap korosi Kondisi Operasi : Temperatur design : 50 o C Temperatur fluida Tekanan : 30 o C : 1 atm Gambar C.39. Tangki penyimpan asam fosfat l. Menentukan Temperatur dan Tekanan Penyimpanan Siang hari, diperkirakan temperatur dinding tangki mencapai 50 o C. Perancangan 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 o C, 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

223 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. Tabel C.5. Hasil perhitungan tekanan fluida di dalam tangki Komponen kg/jam kmol/jam zf Pi (Pa) Pi*zf (Pa) H O 655,38 36,38 0, ,5567 CO(NH) 51,69 0,86 0, ,0378 UF1 1735,54 19,6 0, ,4376 UF 771,35 6,4 0, ,3657 UF3 31,40,14 0, ,367 Total 3535,35 65,07 1,00 19, ,46397 Sehingga desain tangki dilakukan pada kondisi: T = 50 o C P penyimpanan = 1,46397 Pa = 0, atm P = (1, , ) atm = 1,000 atm = 14,70 psi a. Menghitung densitas campuran Tabel C.53. Densitas campuran Komponen kg/jam W i ρ (kg/m 3 ) W i / ρ H O 655,38 0,55 885,44 0,00063 CO(NH) 51,69 0, ,17 0, UF1 1735,54 0,96 94,35 0,0003 UF 771,35 0, ,00008 UF3 31,40 0,03 130,06 0,00005 Total 3535,35 1,00 0,00106

224 liquid = wi wi 1 = 0,00106 liquid = kg/m 3 = 56.1 lb/ft 3 b. Menghitung Kapasitas Tangki Waktu tinggal = 7 hari Jumlah produk urea formaldehid yang harus disimpan dalam 7 hari sebanyak ,80 kg. Jumlah urea formaldehid = 3535,35 kg/jam x 4 jam x 7 hari = ,80 kg Volume liquid = m ρ liquid liqud ,80 kg = kg/m = 659,68 m 3 = 39.5 ft 3 Over Design = 10 % (Peter and Timmerhaus, 1991, hal. 37) V tangki = (100/90) x V liquid = 1,1 x 659,68 m 3 = 73,98 m 3 = 5883,53 ft 3

225 c. Menentukan Rasio H s /D V tangki = V shell + V tutup = ¼ π D H + 0, D 3 + ¼ π D sf A tangki = A shell + A tutup = (¼ π D + π D H) + 0,84 D Keterangan : D = diameter tangki, in sf = straight flange, in (dipilih sf = 3 in) Berdasarkan Tabel 4-7 Ulrich 1984, dimana H s < D 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. berikut. Tabel C.54. Hasil Trial H s /D Terhadap Luas Tangki Trial H/D D (ft) H (ft) A (ft ) V silinder, ft 3 V head, ft 3 V sf, ft 3 Vtotal (ft 3 ) , , , , , , , , ,51.5 1, , , ,507.54, , , ,507.8,7.6 3, , ,507.64, , , ,511.89, , , ,514.4, , , ,531.58,935.45, , , ,194.53, , , , , , , , , , ,51.5 1, , , ,507.54, , , ,507.8,7.6 3, , ,507.64, , ,883.91

226 Luas, A ,511.89, , , ,514.4, , , ,531.58,935.45, , Rasio H/D Optimum 4, , , , , , , , H/D Gambar C.40. Rasio H s /D Optimum Terlihat bahwa rasio H s /D yang memberikan luas tangki yang paling kecil yaitu 0,7. Maka untuk selanjutnya digunakan rasio H s /D = 0,7 D = 34,33 ft = 411,93 in = 10,46 m D standar = 35 ft (40 in) H = 3,54 ft = 8,45 in = 7,17 m H standar = 5 ft (300 in)

227 Cek rasio H/D : H s /D = 5/35 = 0,71 memenuhi d. Menentukan Jumlah Courses (tingkatan plate) Lebar plat standar yang digunakan : L = 6 ft (Appendix E, item 1, B & Y) Jumlah courses = 5 ft 6 ft = 4,17 buah e. Menentukan Tinggi Cairan di dalam Tangki V shell = ¼ π D H = ¼ π (35 ft) (5 ft) = 4040,63 ft 3 V dh = 0, D 3 = 0, (35 ft) 3 =,10 ft 3 V sf = ¼ π D sf = ¼ π (40 in) (3) = 4154,00 in 3 = 40,41 ft 3 V tangki baru = V shell + V dh + V sf

228 = 4040,63 ft 3 +,10 ft ,41 ft 3 = ft 3 = 687,63 m 3 V ruang kosong = V tangki baru - V liquid = ft 3 395,5 ft 3 = 987,61 ft 3 V shell kosong = V ruang kosong (V dh + V sf ) = 987,61 ft 3 (,10 ft ,41 ft 3 ) = 745,11 ft 3 4. Vshell H shell kosong =. D = kosong 4 745,11 35 = 0,77 ft H liquid = H shell H shell kosong = 5 ft 0,77 ft = 4,3 ft f. 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 permukaan zat cair tersebut ke dasar tangki. Sehingga tekanan paling besar adalah tekanan paling bawah. Tekanan desain dihitung dengan persamaan :

229 P abs = P operasi + P hidrostatis fluida = 900,34 kg/m 3 = 56,1 lb/ft 3 P hidrostatis = g H g c 144 L = 900,34 3 lb/ft 9,81 9, ,3 ft = 9,46 psi P abs = 14,70 psi + 9,46 psi = 4,16 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: P desain = 1,1 x P abs = 1,1 x 4,16 psi = 6,58 psi Berikut ini adalah tabel perhitungan tekanan desain untuk setiap courses : Tabel C.55. Tekanan Desain Masing-masing Courses Courses H (ft) H L (ft) P hid (psi) P absolut (psi) P desain (psi)

230 g. Menentukan Tebal dan Panjang Shell Tebal Shell Untuk menentukan tebal shell, persamaan yang digunakan adalah : t s = P d.d c.(f.e 0,6P) (Brownell & Young,1959, hal.56) Keterangan : ts = ketebalan dinding shell, in P d = tekanan desain, psi D = diameter tangki, in F = nilai tegangan material, psi SA-167 Grade 11 Type 316 = psi (Tabel 13.1, Brownell & Young, 1959:34) E = efisiensi sambungan 0,75 jenis sambungan las (single-welded butt joint without backing strip, no radiographed) C = korosi yang diizinkan (corrosion allowance) 0,15 in/10 tahun (Tabel 6, Coulson vol.6:17) Menghitung ketebalan shell (t s ) pada courses ke-1: t s = 9,81 psix 40in + 0,15 in x(( psix 0,75)- (0,6 9,81) = 0,5 in (0,65in) Tabel C.56. Ketebalan shell masing-masing courses Courses H (ft) P desain (psi) t s (in) ts standar (in)

231 Panjang Shell Untuk menghitung panjang shell, persamaan yang digunakan adalah : L = π. Do - (weld length) 1.n (Brownell and Young,1959) Keterangan : L = Panjang shell, in D o = 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 : t s = 0,65 in D o = D i +.t s = 40in. + ( x 0,65 in) = 41,5in n = 3 buah butt welding = 5/3 in = 0,16 in (Brownell and Young,1959, hal. 55) weld length = n. butt welding = 3. 5/3 = 0,47 in

232 (3,14).(41,5 in) - (0,47) L = 1 x 3 = 36 ft Tabel C.57. Panjang shell masing-masing courses Plat ts, (in) do (in) L (ft) h. Desain Head (Desain Atap) Bentuk atap yang digunakan adalah torispherical flanged and 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 flanged dan dished head, mempunyai rentang allowable pressuse antara 15 psig (1,007 atm) sampai dengan 00 psig (13,609 atm) (Brownell and Young, 1959).

233 sf OA OD icr B b = tinngi dish A a ID r t C Gambar C.41. Torispherical flanged and dished head. Menghitung tebal head minimum Menentukan nilai stress intensification untuk torispherical dished head dengan menggunakan persamaan (Brownell and Young, 1959): w = rc icr (Brownell and Young,1959, hal.58) icr r C 6%, dimana r c =Di (Perry, 1997, Tabel 10.65) Menentukan tebal head dengan menggunakan persamaan (Brownell and Young, 1959, Hal. 58) : t h = P.r c.w C fe 0,P Keterangan : t h = Tebal head (in) P = Tekanan desain (psi) r c = Radius knuckle, in

234 icr = Inside corner radius ( in) w = stress-intensitication factor E = Effisiensi pengelasan C = Faktor korosi (in) Diketahui : r c = 40 in icr = 0,06 x 40 in = 5,0 in Maka : w = , 40 = 1,77 in 6,58 401,77 t h = 0, 15 ( ,75) (0, 6,58) = 0,83 in (dipakai plat standar 5 / 8 in) (Tabel 5.6 Brownell and Young, 1959) Untuk t h = 7/8 in, Dari Tabel 5.8 (Brownell and Young, 1959) diperoleh sf = 1,5 3,5 in. Direkomendasikan nilai sf = 3 in Depth of dish (b) (Brownell and Young,1959, Hal.87) b = rc (rc icr) ID icr

235 40 = 40 (40 14,40) 14,40 = 71,1 in Tinggi Head (OA) OA = t h + b + sf (Brownell and Young,1959, Hal.87) OA = 0,875 in + 40,64 in + 3 = in = 6,5 ft i. Menentukan Tinggi Total Tangki Untuk mengetahui tinggi tangki total digunakan persamaan: H total = H shell + H head = 300 in + 75 in =375 in = 31,5 ft j. 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). Tegangan kerja pada bottom : Compressive stress yang dihasilkan oleh asam fosfat S 1 = w 1 4 D i (Brownell and Young,1959, hal.156) Keterangan :

236 S 1 = Compressive stress (psi) w = Jumlah urea formaldehid (lbm) D i = Diameter dalam shell (in) = konstanta (= 3,14) S 1 = ,76 lb 1 (3,14)(40 in) 4 = 9,46 psi Compressive stress yang dihasilkan oleh berat shell. S Xρ s (Brownell and Young,1959, hal.156) 144 Keterangan : S = Compressive stress (psi) X = Tinggi tangki (ft) s = Densitas shell = 490 lbm/ft 3 untuk material steel = konstanta (= 3,14) S = 31, = 106,6 psi Tegangan total yang bekerja pada lantai : S t = S 1 + S = 9,46 psi + 106,6 psi = 115,7 psi Batas tegangan lantai yang diizinkan :

237 S t < tegangan bahan plat (f) x efisiensi pengelasan (E) 115,7 psi < ( psi) x (0,75) 115,7 psi < 14.06,50 psi (memenuhi) Tabel C.58. Spesifikasi Alat TP-01 Alat Tangki Penyimpanan Produk Urea Formaldehid Kode Fungsi Bentuk TP-01 Menyimpan Urea Formaldehid dengan kapasitas ,80 kg Kapasitas 73,98 m 3 Dimensi Tekanan Desain Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk torispherical. Diameter shell (D) = 35 ft (40 in) Tinggi shell (Hs) = 5 ft (300 in) Tebal shell (t s ) Tinggi atap Tebal head Tinggi total 115,7 psi = 0,65 in = 6,5 ft (75.00 in) = 0,875 in Bahan SA-167 Grade 11 Type 316 = 31,5 ft ( in)

238 LAMPIRAN D PERHITUNGAN UTILITAS Utilitas berfungsi untuk menyediakan bahan-bahan penunjang untuk mendukung kelancaran pada sistem produksi di seluruh pabrik. Unit-unit yang ada di utilitas terdiri dari : Unit penyediaan dan pengolahan air (Water system) dan steam (Steam generation system) Unit penyedia udara instrumen (Instrument air system) Unit pembangkit dan pendistribusian listrik (Power plant and Power distribution system) A. Unit Penyedia Air dan Steam 1. Perhitungan Kebutuhan Air Kebutuhan air yang disediakan untuk kebutuhan proses produksi di pabrik meliputi: Air untuk keperluan umum (General Uses) Kebutuhan air ini meliputi kebutuhan laboratorium, kantor, karyawan dan lain-lain. Air yang diperlukan untuk keperluan umum ini adalah sebanyak : Tabel D.1 Kebutuhan Air Untuk General Uses No. Kebutuhan Jumlah Satuan 1. Air untuk karyawan dan kantor = 60 L/orang/hari Jadi untuk 134 orang diperlukan air sejumlah 8,04 m 3 /hari. Air untuk perumahan karyawan :

239 a. Perumahan pabrik : 0 rumah b. Rumah dihuni orang : 300 L/hari.rumah Total untuk perumahan : L/hari 6,00 m 3 /hari 3. Air Untuk Laboratorium diperkirakan sejumlah 1,00 m 3 /hari 4. Air Untuk Kebersihan dan Pertamanan 1,00 m 3 /hari 16,8 m 3 /hari Total 0,7508 m 3 /jam 700,83 kg/jam Air untuk pembangkit steam (Boiler Feed Water) Tabel D. Kebutuhan Air Untuk Boiler Feed Water Nama Alat Kebutuhan Steam (kg/jam) Vaporizer (VP-101) 33,73 Heater (HE-101) Heater (HE-10) 1.007,041,964 Jumlah kebutuhan 1.36,79 Over design 10%, kebutuhan air umpan boiler 1.499,001 Recovery 90%, sehingga make up 149,901 Air untuk keperluan proses (Process water) Tabel D.3 Kebutuhan Air Untuk Process Water Kebutuhan Air Nama Alat (kg/jam) Mixing Tank (MT-101) 64,80 Total 64,80 Over design 10% 707,084 Air untuk keperluan air pendingin Tabel D.4 Kebutuhan Air Untuk Air Pendingin Nama Alat Kebutuhan Air

240 Pendingin (kg/jam) Reactor (RE-01) 4793,6799 Reactor (RE-0) Cooler (HE-01) Cooler (HE-301) 11.1, , ,3574 Jumlah kebutuhan 33716,8749 Over design 10 %, kebutuhan air pendingin 37088,5549 Recovery 90%, maka make-up air pendingin proses 3708,8554 Air untuk pamadam kebakaran (Hydrant Water) Untuk air pemadam kebakaran disediakan = 15,043 kg/jam = 0,015 m 3 /jam Total kebutuhan air dengan treatment = General uses + BFW + Process water + Air hydrant + Air pendingin = 871,30 kg/jam ,001 kg/jam + 707,084 kg/jam + 15,043 kg/jam ,5549 kg/jam = 40180,91 kg/jam = 40,1891 m 3 /jam Sehingga kebutuhan air total ± 40,1891 m 3 /jam Kebutuhan air di penuhi dengan satu sumber yaitu air sungai (DAS) Santan Bontang Kalimantan Timur.. Spesifikasi Peralatan Utilitas a. Bak Sedimentasi (BS-101)

241 Fungsi Jenis : Mengendapkan lumpur dan kotoran air sungai : Bak rectangular 1. Menetukan Volume Bak Jumlah air sungai = 40180,91 kg/jam = 40,1891 m 3 /jam Waktu tinggal = 1-8 jam ( Diambil waktu tinggal = 1,5 jam Ukuran volume bak = 1,1 40,1891 m 3 /jam 1,5 jam = 66,3018 m 3 = gallon. Menetukan Dimensi Bak Luas permukaan bak (A) = Q c /O.R ( Dimana : A = luas permukaan bak, m 3 Q c = laju alir, m 3 /jam O.R = overflow rate, 500 gal/jam-ft gal/jam-ft Diambil overflow rate 500 gal/jam-ft Sehingga : A = 38,767 ft Kedalaman bak (d) = 7-16 ft ( Diambil d Panjang (L) = 16 ft = 4,8768 m = 4 W Dimana W = (V/4d) 1/

242 4.75,453 ft3/jam = 4 16 ft 1/ = 6,36 ft = 1,94 m L = 4(6,36 ft) = 5,45 ft = 7,76 m 3. Menentukan Air Sungai Keluar Bak Sedimentasi Flow through velocity : < 0,5 ft/min ( v = (0, ft 3 -jam/gal-min x Q c )/A x A x = cross-sectional area A x = Wd = (6,36 ft)(16 ft) = 101,807 ft v = (0,000098ft 3 -min/gal-jam x ,399 gal/jam)/(101,807 ft ) = 0,018 ft/min 0,0018 ft/min < 0,5 ft/min, menandakan lumpur tidak terbawa oleh aliran air keluar bak sedimentasi. Air sungai keluar = Air sungai masuk - Drain Asumsi turbidity = 850 ppm (Powell, 1954) x (suspended solid) = 4 % (Powell, 1954, Figure 4) Drain = 4 % 850 ppm = 3, lb/gal air

243 = 4, kg/kg air 40180,91 kg = 3,116 kg Air sungai keluar bak = 40180,91 kg/jam 3,116 kg/jam = kg/jam = 40,156 m 3 /jam Spesifikasi Bak Sedimentasi (BS-101) ditunjukkan pada Tabel D.5. Tabel D.5 Spesifikasi Bak Sedimentasi (BS 101) Alat Bak Sedimentasi Kode Fungsi Bentuk BS-101 Mengendapkan lumpur dan kotoran air sungai sebanyak 40,156 m 3 /jam dengan waktu tinggal 1,5 jam. Bak rectangular Dimensi Panjang 7,76 m Jumlah Lebar 1,94 m Kedalaman 4,88 m 1 buah b. Bak Penggumpal (BP-101) Fungsi : Menggumpalkan kotoran yang tidak mengendap di bak penampung awal dengan menambahkan alum Al (SO 4 ) 3, soda kaustik dan klorin/kaporit Jenis : Silinder tegak yang dilengkapi pengaduk 1. Menentukan Volume Bak Jumlah air sungai = 40,156 m 3 /jam

244 = kg/jam Over design 10% Waktu tinggal dalam bak = 0 60 menit (Powell, 1954) Diambil waktu tinggal 60 menit. Volume bak = 1,1 40,156 m 3 /jam 1jam = 44,1716 m 3. Menentukan Dimensi Bak Dimensi bak silinder tegak dengan H/D = 1 V = ¼ π D H Sehingga H = D = 4,68 m = 15,37 ft 3. Menetukan Kebutuhan Bahan Kimia Konsentrasi alum yang diijeksikan ke dalam bak penggumpal = 0,004 % dari air umpan (Faisal,009) Konsentrasi alum di tangki penyimpanan = 55 % Kebutuhan alum = 0,06 % m 3 /jam = 43,708 kg/jam Suplai alum ke bak penggumpal = 43,708 0,55 kg/jam = 79,469 kg/jam ρ alum = kg/m 3 Laju alir alum = 79,469 kg/jam kg/m 3 = 0,061 m 3 /jam

245 Konsentrasi NaOH yang diijeksikan ke dalam bak penggumpal = 0,05 % dari air umpan Konsentrasi NaOH di tangki penyimpanan = 90 % Kebutuhan NaOH = 0,05 % 73,371 m 3 /jam = 0,037 m 3 /jam = 36,43 kg/jam Suplai NaOH ke bak penggumpal = 36,43 kg/jam 0,9 = 40,471 kg/jam ρ NaOH = 1.044,431 kg/m 3 Laju alir NaOH = 40,471 kg/jam 1.044,431kg/m 3 = 0,039 m 3 /jam Konsentrasi kaporit yang diijeksikan ke dalam bak penggumpal = 1, % dari air umpan Konsentrasi kaporit di tangki penyimpanan = 100 % Kebutuhan kaporit = 1, % 73,731 m 3 /jam = 0,881 m 3 /jam = 874,165 kg/jam Suplai kaporit ke bak penggumpal = 874,165 kg/jam 1 = 874,165 kg/jam ρ klorin = 1.043,5 kg/m 3 Laju alir klorin = 874,165 kg/jam 1.043,5 kg/m 3

246 = 0,838 m 3 /jam 4. Menentukan Daya Motor Pengaduk Daya motor yang digunakan = Daya motor yangdibutuhkan Efisiensi motor Menghitung diameter pengaduk (D I ) Diameter impeler (D i ) = 1/3 x D bak = 1/3 4,68 m = 1,56 m = 5,1 ft Menghitung putaran pengaduk (N) N = 600 0,3048 WELH D I D I WELH = Tinggi cairan (Z 1 ) x s.g 4 VL Tinggi cairan (Z 1 ) = ID 473,371 = 5,1 = 4,6 m = 13,97 ft WELH = Z 1 s.g. = 4,6 1,00 = 4,6 m = 13,97 ft Putaran pengaduk (N) = 600 0,3048 1,56 4,7 1,56

247 = 43,58 rpm = 0,73 rps Menentukan power number (N p ) N p ditentukan dari Figure 3.4-4, Geankoplis, berdasarkan bilangan Reynold dan tipe pengaduk. Viskositas campuran = 0,0413 kg/m.s Berdasarkan viskositas campuran < 10 kg/m.s maka dipilih jenis impeler yaitu marine propeller. N Re = = N D i 0,731,56 0, ,857 = 4, Dari Figure 3.4-4, Geankoplis, diperoleh Np = 1 Menentukan daya motor yang dibutuhkan Daya yang dibutuhkan = = 4,735 hp Menentukan daya motor yang digunakan N. p mix. N 3. D (550x3,17) 5 I Efisiensi = 80 % Power motor = 4,735 hp 0,8 = 5,9 hp Digunakan daya motor = 6 hp

248 Spesifikasi Bak Penggumpal (BP-101) ditunjukkan pada Tabel D.6. Tabel D.6 Spesifikasi Bak Penggumpal (BP 101) Alat Bak Penggumpal Kode Fungsi Bentuk BP-101 Menggumpalkan kotoran yang tidak mengendap di bak penampung awal dengan menambahkan alum Al (SO 4 ) 3 dan soda abu Na CO 3 Silinder vertical Dimensi Diameter 4,68 m Tinggi 4,68 m Pengaduk Diameter pengaduk 1,56 m Jumlah Power 1 buah 6 hp c. Clarifier (CL-101) Fungsi Jenis : Mengendapkan gumpalan kotoran dari bak penggumpal : Bak berbentuk kerucut terpancung dengan waktu tinggal 60 menit D 1 h D y Gambar D.1 Clarifier 1. Menetukan Volume Clarifier Jumlah air sungai = 40,156 m 3 /jam = kg/jam

249 Over design = 10 % Volume bak = 1,1 40,156 m 3 /jam 1 jam = 80,708 m 3. Menetukan Dimensi Clarifier Tinggi (h) = 10 ft = 3,05 m (Powell, 1954) Diambil D = 0,61 D 1 D /D 1 = (y/y + h) 0,61 = (y/y + 3,0480) y = 4,7674 m Volume clarifier = ¼ π D (y + h)/3 ¼ π D 1 (y + h)/3 80,708 m 3 = ¼ π D 1,6051 ¼ π 0,61D 1,6051 Diperoleh: D 1 = 7,93 m D = 4,83 m Jadi dimensi clarifier : Tinggi Diameter atas = 3,05 m = 7,93 m Diameter bawah = 4,83 m 3. Menetukan Massa Air Keluar Clarifier Massa air keluar clarifier = Massa air masuk clarifier - Sludge discharge

250 Sludge discharge = Turbidity + Alum + Soda abu Asumsi : Turbidity = 850 ppm Alum = 30 ppm Soda abu = 30 ppm Total = 4, , , = 4, kg sludge/kg air kg/jam = 3,336 kg sludge Massa air keluar = kg/jam 3,336 kg = 40174,454 kg/jam = 40,348 m 3 /jam Spesifikasi Clarifier (CL-101) ditunjukkan pada Tabel D.7. Tabel D.7 Spesifikasi Clarifier (CL 101) Alat Clarifier Kode Fungsi Bentuk CL-101 Kapasitas 40,156 m 3 Mengendapkan gumpalan-gumpalan kotoran dari bak penggumpal. Bak berbentuk kerucut terpancung Dimensi Tinggi 3,05 M Jumlah Diameter Atas Diameter Bawah 1 buah 7,93 M 4,83 M d. Sand Filter (SF-101)

251 Fungsi : Menyaring kotoran-kotoran yang masih terbawa air dari tangki Clarifier Tipe : Silinder vertikal dengan media penyaring pasir dan kerikil 1. Menetukan Luas Penampang Filter Jumlah air Waktu tinggal Laju alir = 40,348 m 3 /jam = 1 jam = kg/jam Over design = 10 % Kapasitas tangki = 1,1 x Jumlah air = 1,1 x 40,348 m 3 /jam = 44,388 m 3 /jam Untuk mencari luas filter, digunakan persamaan : V At. c. f.( P) tc... cs 0,5 (Pers , Geankoplis, Hal. 814) Keterangan : V = volume filtrat (m 3 ) A = luas filter (m ) f = fraction submergence dari permukaan drum dalam slurry P = tekanan (Pa) t c = waktu siklus (s) μ = viskositas (Pa.s) α = tahanan spesifik (m/kg) c s = total padatan dalam filtrat (kg padatan/m 3 filtrat)

252 Diketahui : V = 0,448 m 3 /s c x = 0,191 kg padatan/kg slurry m = kg wet cake/kg dry cake P = Pa t c = 50 s α = (4, x (- P)) 0,3 = (4, x ) 0,3 = 1,4 x m/kg Dari Appendix A. (Geankoplis,1993), untuk air pada 35 o C, μ = 0,0008 Pa.s ρ = 99,857 kg/m 3 c s = = c x 1 mc x 99,857 x 0,191 1 (x0,191) = 306,854 kg padatan/m 3 filtrat Maka, 0, 5 0,448. 0,33. (70.000) = 11 x 50 A 50 x 0,0008 x1,4 x 10 x 306,854 A = 3,033 m. Menentukan Dimensi Filter A = (1/4) x π x D

253 Diperoleh D = 5,4 m = 13,04 in Digunakan D standar = 16 in = 18 ft Mencari ketinggian shell : V. t H shell = c A = 0, = 4,87 m = 15,97 ft 3,033 Digunakan H standar = 16 ft (4,88 m) Media filter : Antrachite Fine Sand = 0,35 H shell = 0,35 x 16 = 5,6 ft = 1,707 m = 0,35 H shell = 0,35 x 16 = 5,6 ft = 1,707 m Coarse Sand = 0,15 H shell = 0,15 x 16 =,4 ft = 0,73 m Karbon aktif = 0,15 H shell = 0,15 x 16 =,4 ft = 0,73 m Tinggi total media filter = 16 ft = 4,88 m 3. Menentukan Tekanan Desain Menghitung tekanan vertikal bahan padat pada dasar tangki digunakan persamaan Jansen : g R ρb g c μ K ZT/R P B = 1 e (Mc. Cabe and Smith, 1985) μ K Dimana: P B = tekanan vertikal pada dasar tangki (psi) ρ B = densitas material, lb/ft³ = 59,307 lb/ft³ μ = koefisien friksi : 0,35-0,55 dipilih, μ = 0,4

254 K = rasio tekanan, 0.3-0,6 dipilih, K = 0,5 Z T = tinggi total bahan dalam tangki = 16 ft R = jari-jari tangki = 1/ D = 9 ft Diperoleh P B = 679,081 lb/ft = 4,716 lb/in Tekanan lateral yg dialami dinding tangki (P L ) = K P B = 0,5 x 4,716 =,358 lb/in Tekanan total (P T ) = (4,716 +,358) lb/in = 7,074 lb/in 4. Menghitung Tebal Dinding Shell t P. r i c f. 0,6. P (Brownell & Young, 1959, Hal. 54) Material yang direkomendasikan adalah Carbon Steel SA-83 Grade C (Perry, 1984),dengan komposisi dan data sebagai berikut : f = psi (Peters & Timmerhause, 1991) E = 80 % (Brownell and Young, 1959, Tabel 13.) c r i = 0,15 in = 108 in P operasi = 14,7 psi P desain = 1,1 (14,7 + 7,074) = 3,951 psi Tebal shell = 0,381 in (Tebal standar = 7 / 16 in)

255 5. Menghitung Tebal Head icr r C 6%, dimana r c =Di (Perry, 1997, Tabel 10.65) Diketahui : r c = 170 in, maka icr = 13 in w r c icr = 1,65 in t h P.rc.w f 0,P c t h = 0,458 in (Tebal standar = ½ in) 6. Menghitung Tinggi Head Untuk tebal dinding head = ½ in, dari Tabel 5.8 Brownell and Young Hal. 93, maka s f = 1 ½ 4 in, dan direkomendasikan s f = 3 in. Depth of dish (b) rc icr ID icr b rc (Brownell andyoung, 1959, Hal. 87) 170 b 170 in b = 13,54 in Tinggi head (OA) OA = th + b + s f (Brownell and Young, 1959, Hal. 87)

256 = (0, ,54 + 3) in = 17,04 in = 0,43 m 7. Menghitung Volume Filter Volume tanpa bagian s f V = 0, ID 3 = 0, = 0,56 ft 3 Volume pada s f V sf = 0,5 π r s f = 0,5 3,14 (18/) 3 = 15,904 ft 3 V total = V cairan + ( x V tanpa s f ) + ( x V pada s f ) = 950,016 ft 3 + ( x 0,56) ft 3 + ( x 15,904 ft 3 ) = 98,337 ft 3 = 7,817 m 3 8. Menghitung Laju Air Keluar Filter Air keluar filter = Air masuk filter - Air yang tertinggal di filter Kisaran internal backwashing : 8-4 jam (Powell, 1954) Diambil = 10 jam Kisaran kecepatan backwash : gpm/ft (Powell, 1954) Diambil = 15 gpm/ft Luas penampang = 3,033 m = 47,95 ft Flowrate backwash = Kecepatan backwash x Luas penampang

257 = 15 gpm/ft x 47,95 ft = 3.718,87 gpm Kisaran air untuk backwash sebesar : 0,5-5 % air disaring. Diambil = 4 % Air untuk backwash = 0,04 40,348 m 3 /jam 10 jam = 9,78 m 3 =.584,4 gal Waktu backwash =.584, ,87 gal gpm = 0,695 menit Air yang tertinggal = 0,015% air masuk = 0,00015 x 40,348 m 3 /jam = 0,0037 m 3 /jam Air yang masuk = 4,456 m 3 /jam Sehingga air keluaran filter = air yang masuk air yang tetinggal = (40,348-0,0037) m 3 /jam = 40,3448 m 3 /jam Spesifikasi Sand Filter (SF-101) ditunjukkan pada Tabel D.8. Tabel D.8 Spesifikasi Sand Filter (SF-101)

258 Alat Sand Filter Kode SF-101 Fungsi Menyaring kotoran-kotoran yang terbawa air Bentuk Silinder tegak (vertikal) dengan head berbentuk torisperical den media penyaring pasir dan kerikil. Kapasitas 40,348 m 3 /jam Dimensi Diameter 5,49 m Tinggi 4,88 m Tebal shell (t s ) 0,4375 in Tebal head (t h ) 0,50 in Tekanan Desain 3,951 psi Waktu Backwash 0,695 menit Jumlah 4 buah (1 cadangan) e. Hot Basin (HB-101) Fungsi : Menampung air proses yang akan didinginkan di Cooling Tower Jenis : Bak beton berbentuk rectangular 1. Menentukan Volume Bak Massa air = Kebutuhan air pendingin + Make up air pendingin = 40797,4103 kg/jam Flow rate = m 3 /jam Waktu tinggal = 1 jam Over design = 0 % Volume = 1, m 3 /jam 1 jam = 49,09 m 3. Menentukan Dimensi Hot Basin Luas permukaan bak (A) = Q c /O.R (

259 Dimana : A = luas permukaan bak, m 3 Q c = laju alir, m 3 /jam O.R = overflow rate,500 gal/jam-ft gal/jam-ft Diambil overflow rate 500 gal/jam-ft Sehingga : A = 89,886 ft Kedalaman bak (d) = 7-16 ft ( Diambil d = 16 ft = 4,88 m Panjang (L) = 4 W Dimana W = (V/4d) 1/ = 9,69 ft =,95 m L = 38,76 ft = 11,81 m Spesifikasi Hot Basin (HB 101) ditunjukkan pada Tabel D.9. Tabel D.9 Spesifikasi Hot Basin (HB 101) Alat Hot Basin Kode Fungsi Bentuk HB-101 Manampung air yang akan didinginkan di Cooling Tower Bak rectangular Dimensi Panjang 11,81 M Jumlah Lebar Kedalaman 1 buah,95 M 4,88 M f. Cold Basin (CB-101)

260 Fungsi : Menampung air keluaran dari Cooling Tower dan make up water dari filtered water tank Jenis : Bak beton berbentuk rectangular Dengan perhitungan yang sama dengan Hot Basin diperoleh spesifikasi sebagai berikut : Tabel D.10 Spesifikasi Cold Basin (CB 101) Alat Cold Basin Kode Fungsi Bentuk CB-101 Menampung air keluaran dari Cooling Tower dan make up water dari filtered water tank Bak rectangular Dimensi Panjang 11,81 m Jumlah Lebar Kedalaman 1 buah,95 m 4,88 m g. Cooling Tower (CT-101) Fungsi : Mendinginkan air pendingin yang telah digunakan oleh peralatan proses dengan menggunakan media pendingin udara dan mengolah dari temperatur 45 o C menjadi 30 o C Tipe Sistem : Inducted Draft Cooling Tower : Kontak langsung dengan udara di dalam cooling tower (fan) Ukuran cooling tower merupakan fungsi dari :

261 Batasan pendingin (temperatur air panas minus temperatur air dingin) Pendekatan temperatur wet bulb (temperatur air dingin minus temperatur basah) Kuantitas air yang didinginkan Temperatur wet bulb Tinggi menara 1. Menentukan Dimensi Cooling Tower Jumlah air yang harus didinginkan = Kebutuhan air pendingin = 40797,4103 kg/jam = m 3 /jam =180,58 gpm Digunakan udara sebagai pendingin dengan relative humidity 95 % Suhu air masuk, T 1 = 45 o C = 113 o F Suhu air keluar, T = 30 o C = 86 o F Suhu dry bulb udara T db = 30 o C = 86 o F Suhu wet bulb udara, T wb Temperature approach =, o C = 71,96 o F = T T wb = 7,8 o C = 46,04 o F Cooling range = T 1 T = 15 o C = 59 o F Konsentrasi air, Cw =,5 gal/min ft (Fig. 1.14, Perry's Handbook, 1997) Dimensi menara

262 Luas menara = Q/Cw = 180,58 gpm = 7,11 ft,5 gal / min ft Dimensi, P/L = Sehingga diperoleh: Lebar menara, L = 3,73 m Panjang menara, P = 7,46 m Berdasarkan Perry's Handbook, 1997, jika temperatur approach 7 11 o C, maka tinggi menara 4,6 6,1 m. Diambil tinggi menara 4,9 m = 16,08 ft. Dimensi basin Holding time = ½ jam Volume = m 3 /jam x ½ jam = 0,501 m 3 Lebar, L = 3,73 m Panjang, P = 7,46 m Tinggi = V 0,501 m 3 = P x L 7,46 m x 3,73 m = 3,06 m. Menghitung Daya Motor Penggerak Fan Cooling Tower Menghitung daya fan Daya fan = Tenaga fan Efisiensi fan Fan hp = 0,031 hp/ft (Fig. 1.15, Perry's Handbook, 1997)

263 Tenaga yang dibutuhkan = Luas cooling tower 0,031 hp/ft Efisiensi fan = 75 % Daya fan = 9,9 = 1,38 hp 0,75 = 7,11 ft 0,031 hp/ft = 9,9 hp Menghitung daya motor penggerak fan cooling tower Efisiensi motor dipilih 85 %. Tenaga motor = 1,38 0,85 = 14,57 hp = 15 hp 3. Menghitung Kebutuhan Zat Aditif Dispersant Konsentrasi dispersant yang diijeksikan ke dalam Cooling Tower = 0,05 % dari air umpan. Konsentrasi dispersant di tangki penyimpanan = 1 % Kebutuhan dispersant = 0,05 % 40797,4103 kg/jam = 84,457 kg/jam Suplai dispersant ke cooling tower = ρ dispersant = 995,68 kg/m 3 Laju alir dispersant = 844,567 kg/jam 995,68 kg/m 3 = 0,848 m 3 /jam 84,457 0,1 = 844,567 kg/jam

264 Asam Sulfat Konsentrasi H SO 4 yang diijeksikan ke dalam cooling tower = 0,01 % dari air umpan. Konsentrasi H SO 4 di tangki penyimpanan = 98 % Kebutuhan H SO 4 = 0,01 % 40797,4103 kg/jam = 16,891 kg/jam Suplai H SO 4 ke bak penggumpal = 16,891kg/jam 0,98 = 17,36 kg/jam ρ H SO 4 = kg/m 3 Laju alir H SO 4 = 17,36 kg/jam kg/m 3 = 0,0094 m 3 /jam Inhibitor Konsentrasi inhibitor yang diijeksikan ke dalam cooling tower = 0,01 % dari air umpan. Konsentrasi inhibitor di tangki penyimpanan = 1 % Kebutuhan inhibitor = 0,01 % 40797,4103 kg/jam = 407,97 kg/jam Suplai inhibitor ke bak penggumpal = 407,97 0,10 kg/jam = 4079,7 kg/jam ρ inhibitor =.56,04 kg/m 3 Laju alir inhibitor = 4079,7 kg/jam.56,04 kg/m 3

265 = 0,067 m 3 /jam 4. Menghitung Make-Up Water W c = aliran air sirkulasi masuk Cooling Tower = m 3 /jam Water evaporation (W e ) We = 0,00085 Wc x (T 1 -T ) (Eq. 1.10, Perry's, 1997) = 0,00085 x m 3 /jam x 15 K = 1,691 m 3.K/jam Water drift loss (W d ) = 0,00 x Wc = 0,00 x m 3 /jam = 0,340 m 3 /jam Water blowdown (W b ) = Wc/( S-1 ) S = rasio klorida dalam air sirkulasi terhadap air make up 3 5, diambil S = 5 W b = 170,19 m 3 /jam 5-1 = 1,66 m 3 /jam W m = W e + W d + W b = (1, , ,66) m 3 /jam = 43,98 m 3 /jam Spesifikasi Cooling Tower (CT-101) ditunjukkan pada Tabel D.11. Tabel D.11 Spesifikasi Cooling Tower (CT-101)

266 Alat Cooling Tower Kode CT-101 Fungsi Mendinginkan air pendingin yang telah digunakan oleh peralatan proses dengan menggunakan media pendingin udara dan mengolah dari temperatur 45 o C menjadi 30 o C Tipe Inducted Draft Cooling Tower Kapasitas m 3 /jam Dimensi Panjang 7,46 m Lebar 3,73 m Tinggi 4,60 m Tenaga motor Daya fan 15 hp Bahan Konstruksi Beton Jumlah 1 buah h. Cation Exchanger (CE 101) Fungsi : Menghilangkan ion-ion positif yang terlarut dan menghilangkan kesadahan air Tipe : Tangki silinder vertikal diisi dengan resin penukar ion 1. Menghitung Luas Permukaan Resin V Air masuk = kebutuhan + make up air boiler = kg/jam = 16,489 m 3 /jam = 393 gpm Siklus regenerasi Total kation inlet Total kation outlet = 8 jam = 6 ppm = (1 grain/gallon = 17,1 ppm) = 0 ppm Kation hilang = 100 %

267 Kation exchanger = Asam lemah (weakly acid, metilen akrilat) Kondisi operasi : Temperatur = 30 o C (Tabel 16-6, Perry's Handbook, 7th ed, 1997) ph = 6-8 (Tabel 16-19, Perry's Handbook, 7th ed, 1997) Kapasitas resin = 0,75 eq/l = 16,35 kgrain CaCO 3 /ft 3 resin = 16,35 kg/m 3 Maksimum flow = 8 gpm/ft Densitas resin, ρ = 0,95 kg/l = 59,307 lb/ft 3 Contoh kationnya = CaCO 3 (Ca + ) Ca + yg hilang = kation hilang (%/100) x laju alir air (gpm) x total kation inlet (kgrain/gallon) x siklus regenerasi (menit). = 100% 5,980, = 439,088 kgrain zat yanghilang (kgrain) Kebutuhan resin = kapasitas resin = 439,088 16,35 = 6,86 ft 3 = 0,76 m 3 Luas permukan resin : A resin = Laju alir air : flowrate max

268 = 5,98 8 = 31,537 ft. Menghitung Diameter Cation Exchanger D = 431,537 ft 3,14 = 6,34 ft = 1,93 m = 76,04 in Diambil diameter standar = 77 in = 1,96 m Tinggi bed resin = kebutuhan resin : luas permukaan resin = 0,761,99 = 0,59 m = 0,85 ft 3. Menghitung Tinggi Cation Exchanger Tinggi tangki total = Tinggi bed total + Ruang kosong Ruang kosong = 75 % Tinggi bed (untuk ekspansi saat regenerasi) = 0,195 m Lapisan pasir = 50 % Tinggi bed = 0,19 m Graver dirancang dari anitrofit dengan tebal/tinggi 1-14 in (Powell, 1954).

269 Dipilih tinggi Tinggi bed total = 13 in = 0,330 m = H bed resin + H bed pasir + H bed gravel = (0,59 + 0,19 + 0,330) m = 0,719 m =,361 ft Tinggi shell, Hs = H bed total + H ruang kosong = (0, ,195) m = 0,914 m =,999 ft 4. Menghitung Tekanan Desain Menghitung tekanan vertikal bahan padat pada dasar tangki digunakan persamaan Jansen : R ρ P B = B c μ K ZT/R 1 e (Mc. Cabe and Smith, 1985) Dimana: g g μ K P B = tekanan vertikal pada dasar tangki (psi) ρ B = densitas material, lb/ft³ = 59,307 lb/ft³ μ = koefisien friksi, 0,35-0,55 ; dipilih, μ = 0,4 K = rasio tekanan, ; dipilih, K = 0,5 Z T = tinggi total bahan dalam tangki, ft R = jari-jari tangki =1/ D, ft Diperoleh P B = 11,8 lb/ft = 0,84 psi Tekanan lateral yg dialami dinding tangki (P L ) = K P B = 0,41 psi

270 Tekanan total (P T ) = (0,84 + 0,41) psi = 1,63 psi P operasi = 14,7 psi P desain = 1,1 x (P operasi + P T ) = 17,559 psi 5. Menghitung Tebal Dinding Shell P.ri t c f. 0,6.P (Brownell & Young, 1959, hal 54) Material yang direkomendasikan adalah Carbon Steel SA-83 Grade C f = psi (Peters & Timmerhause, 1991) E = 80 % (Brownell and Young, 1959, Tabel 13.) c = 0,15 in ri = 38,5 in Tebal shell = 0,5 in (Tebal standar = ¼ in) 6. Menghitung Tebal Head OD = ID + ( x t s ) = 77 in + ( x 0,5) = 77,50 in Dipilih OD standar: OD = 77,5 rc = 78 icr = 4, 75 w rc icr

271 = 1,76 in t h P.rc.w f 0,P c = 0,44 in (Tebal standar = ¼ in) 7. Menghitung Tinggi dan Volume Head Untuk tebal dinding head = 1 / 4 in Untuk t h = ¼ in, dari Tabel 5.8 Brownell and Young Hal. 93, maka s f = 1 ½ in, dan direkomendasikan sf = in. Depth of dish (b) b rc rc icr ID icr , ,75 b in (Brownell and Young, 1959, Hal. 87) b = 1,99 in Tinggi head (OA) OA = th + b + s f (Brownell and Young, 1959, Hal. 87) = (0,5 + 1,99 + ) in = 15,4 in = 1,7 ft Volume tanpa bagian s f

272 V = 0, ID 3 = 0, ,4 3 = 1,9 x 10 - ft 3 = 3,66 x 10-4 m 3 Volume pada s f V sf = 0,5 π r s f = 0,5 3,14 (6,4/) 0,051 = 0,038 m 3 V total = V pada s f + V tanpa s f = 0,0385 m 3 Regenerasi Resin Menghitung kebutuhan regeneran Regeneran yang digunakan adalah asam sulfat konsentrasi 4 % volume (Tabel 16-19, Perry's Handbook, 7th ed, 1997). Kapasitas regeneran = 6,875 lb regeneran/ft³ resin Kebutuhan teoritis = Kapasitas regeneran Kebutuhan = 6,875 lb regeneran/ft³ resin 6,86 ft 3 = 184,63 lb regeneran Kebutuhan teknis = 110 % Kebutuhan teoritis = 110 % x 184,63 = 03,095 lb regeneran = 9,1 kg Menghitung waktu regenerasi

273 Densitas regeneran = 8,56 lb/gallon Flowrate regenerasi = 5 gpm/ft² (Powell, 1954) Waktu pencucian = 10 menit Volume regeneran = Kebutuhan teknis densitas regeneran = 0,090 m 3 = 3,8 gal Flowrate air pencuci = 5 gpm/ft² (Powell, 1954) Waktu regenerasi = Volume regeneran Flowrate Luas resin 3,8 gal 5 gal/minft 31,54ft = = 0,151 menit Waktu pembilasan = 5 menit Total waktu = 15,151 menit Menghitung jumlah air pencuci dan pembilas (V bw ) V bw = (t pencucian + t pembilasan ) Flowrate regenerasi Luas resin = (10 + 5) menit 5 gpm/ft² x 31,54 ft² =.365,98 galon/shift Spesifikasi Cation Exchanger (CE 101) ditunjukkan pada Tabel D.1.

274 Tabel D.1 Spesifikasi Cation Exchanger (CE-101) Alat Cation Exchanger Kode Fungsi Bentuk Kapasitas CE-101 Menghilangkan ion-ion positif yang terlarut dan menghilangkan kesadahan air Silinder tegak (vertikal) dengan head berbentuk Torisperical 16,489 m 3 /jam Dimensi Diameter shell (D) 1,960 M Tekanan Desain Tinggi shell (H s ) Tebal shell (t s ) Tebal head (t h ) Tinggi atap 17,56 psi 0,914 M 0,50 In 0,50 In 0,387 M Bahan Konstruksi Carbon Steel SA-83 Grade C AISI tipe 316 Jumlah buah (1 cadangan) i. Anion Exchanger (AE 101) Fungsi : Menghilangkan ion-ion negatif yang terlarut dan menghilangkan kesadahan air Tipe : Tangki silinder vertikal diisi dengan resin penukar ion Dengan cara perhitungan yang sama seperti pada Cation Exchanger (CE-101), diperoleh spesifikasi Anion Exchanger (AE-101) sebagai berikut : Tabel D.13 Spesifikasi Anion Exchanger (AE 101)

275 Alat Anion Exchanger Kode AE-101 Fungsi Menghilangkan ion-ion negatif yang terlarut dan menghilangkan kesadahan air Bentuk Silinder tegak (vertikal) dengan head berbentuk torisperical Kapasitas 16,489 m 3 /jam Dimensi Diameter shell (D),08 m Tinggi shell (H s ) 0,57 m Tebal shell (t s ) 0,5 in Tebal head (t h ) 0,5 in Tinggi atap 0,37 m Tekanan Desain 16,88 psi Bahan Konstruksi Carbon Steel SA-83 Grade C AISI tipe 316 Jumlah buah (1 cadangan) j. Deaerator (DA-401) Fungsi : Menghilangkan gas-gas terlarut dalam air, seperti: O dan CO, agar korosif dan kerak tidak terjadi, diinjeksikan hydrazine (O scavanger) serta senyawaan fosfat Jenis : Tangki horizontal dengan head berbentuk ellips dilengkapi sparger 1. Menghitung Volume Deaerator Jumlah air umpan boiler = kg/jam Kecepatan volumetrik air = 16,489 m 3 /jam Densitas air = 99,86 kg/m 3 = 61,98 lbm/ft 3 Waktu tinggal = 15 menit = 0,5 jam Volume air = 16,489 m 3 /jam 0,5 jam

276 = 3,36 m 3 Over design = 0 % Volume kolom = 4,034 m 3. Menentukan Dimensi Tangki Volume tutup atas torrispherical flanged and dished head. V d = 0,1039D 3 (Wallas) V tangki = V shell + V torrispherical = ¼ π D H + 0,1039D 3 + 0,1039D 3 Diambil H s /D = 5 V kolom = (3,14/4).D (5D) + 0,078D 3 4,034 m 3 = 4,1348 D 3 Sehingga : D = 0,99 m = 3,54 ft = 39,048 in Digunakan diameter standar : D = 3,5 ft = 4 in = 1,067 m H s = 17,5 ft = 10 in = 5,334 m Bahan isian : rasching ring metal Packing size = 1 in packing factor, Fp = 115 (Tabel 11. Coulson, 1985:48) Kecepatan air (kebutuhan air untuk steam), L w : L w = ,795 kg/jam = 3,709 kg/s kecepatan steam

277 V w = 10 % ,795 kg/jam = 1.335,071 kg/jam = 0,371 kg/s ρ L = 99,856 kg/m 3 = 61,98 lb/ft 3 ρ v = 9,073 kg/m 3 (Chemcad) μ L = 0,0008 kg/m.s L FLV V w w ρ ρ V L = 1,711 ΔP = mm H O/m packing (Coulson, 1985:49) Dari Fig Coulson hal 49, diambil ΔP = 15 mm H O/m packing. Didapat K4 = 0,18 Pada flooding K4 = 80 % (Coulson, 1985:49) 0,18 % flooding = 100 % = 47,43 % (< 85 % memuaskan) 0,80 h = HETP = D 0,3 (Pers. 4-84, Ulrich, 1984:196) = (3,5 ft) 0,3 = 1,456 ft = 0,44 m = 17,47 in ρ metal = 490 lb m /ft 3

278 3. Menghitung Tekanan Desain P abs = P operasi + P hidrostatis (Pers 3.17, Brownell, 1959:46) P abs = 14,7 + ρ(h 1) 144 = 14,7 + 7,10 psi = 1,80 psi Tekanan desain 5-10 % di atas tekanan kerja absolut (Coulson, 1988:637). Tekanan desain yang dipilih 10 % di atasnya. P desain = 1,1 P abs = 1,1 1,80 psi = 3,98 psi 4. Menghitung Tebal Dinding Shell t s P.r C (Pers Brownell and Young, 1959) f.e 0,6P Dimana : Bahan konstruksi : Carbon steel SA-83 Grade C P = tekanan desain = 3,98 psi f = allowable stress = psi (Tabel 13.1 Brownell, 1959:51) E = 80 % (joint eficiency tipe double welded butt joint) ri = jari-jari dalam shell = 1 in C = corrosion allowance = 0,15 in/10 tahun Diperoleh t s = 0,1748 in Digunakan t s standar = 0,1875 in

279 Standardisasi OD : OD = ID + t = 4 + ( 0,1875) = 4,375 in Dipilih OD standar = 48 in ; r c = 48 in ; icr = 3 in 5. Menghitung Tebal Head t h 0,885.P.r c c = f. 0.1P 0,885 3, ,15 in ( ,8) -( 0,1 3,98 )) = 0, in Dipakai t h standar 0,50 in. Spesifikasi deaerator (DA-401) ditunjukkan pada Tabel D.14. Tabel D.14 Spesifikasi Deaerator (DA-401) Alat Deaerator Kode Fungsi Bentuk Bahan Isian DA-401 Menghilangkan gas-gas terlarut dalam air, seperti: O dan CO, agar korosif dan kerak tidak terjadi, diinjeksikan hydrazine (O scavanger) serta senyawaan fosfat. Tangki horizontal dengan head berbentuk ellips dilengkapi sparger. Rasching ring metal Diameter packing Tinggi bed Diameter bed 1,00 in 0,44 m 1,07 m Dimensi Diameter shell (D) 1,07 m Tinggi shell (H s ) 5,33 m

280 Tekanan Desain Bahan Konstruksi Jumlah Tebal shell (t s ) 0,1875 in Tebal head (t h ) 0,5 in 3,98 psi Carbon Steel SA-83 Grade C 1 buah k. Boiler Fungsi alat : Untuk membangkitkan Hgh pressure steam Tipe boiler : Water tube (Tabel. 4.8, Urich, 1984:109) Kondisi operasi : Tekanan = 8581 kpa Temperatur = 300 o C Jumlah steam yg dibutuhkan, m s = kg/jam = 16,489 m 3 /jam Dipergunakan bahan bakar solar Densitas = 870 kg/m 3 (Tabel 6-3, Ulrich, 1984:33) Kebutuhan bahan bakar sebagai berikut : m f ms ( h hf ) eb x F Keterangan : m f = massa bahan bakar yang dipakai, lb/jam m s = massa uap yang dihasilkan, lb/jam H v = entalpi dari uap air Btu/lb H f = entalpi dari liquid, Btu/lb Pada T = 300 o C

281 H v =.706,3 kj/kg = 1.163,501 Btu/lb H f = 503,71 kj/kg = 16,557 Btu/lb e b = efisiensi boiler = 90 % (Tabel 4.8, Urich, 1984:109) F = nilai kalor bahan bakar (Tabel 6-3, Ulrich, 1984:33) F = 4 MJ/m 3 = J/kg = 76.40,968 Btu/lbm m f = ,734 lb/jam (1.163,501 16,557) Btu/lb 0, ,968 Btu/lb = 87,31 lb m /jam = 468,951 kg/jam = 1,71 m³/jam = 44,497 liter/jam Daya boiler: m f ( h h f ) hp 970,3 34,5 = 468,951 lb/jam (1.163,501-16,557) Btu/lb 970,3 34,5 = 1,37 hp = hp Kapasitas boiler : m Q 1000 s ( h h f = ,035 Btu/jam = ,65 kj/jam )

282 Kebutuhan air = 1, Jumlah steam = 1, x kg/jam = 176,30,498 kg/jam = 1774,98 m 3 /jam Heating surface : 1 hp boiler = 10 ft Heating surface total = 10 hp boiler = 10 x 1,36 hp = 13,66 ft = 1,3 m Spesifikasi Boiler ditunjukkan pada Tabel D.15. Tabel D.15 Spesifikasi Boiler Alat Boiler Fungsi Tipe Jenis Steam Menghasilkan low pressure steam untuk keperluan proses Water tube boiler Heating surface 1,3 m Kapasitas Bahan Bakar Kebutuhan BBM Power Jumlah Low pressure satureted steam ,65 kj/jam Solar 0,44 m 3 /jam hp 1 buah

283 l. Filter Water Tank (TP-104) Fungsi alat : Untuk menampung air keluaran sand filter Tipe tangki : Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk kerucut (conical) Tekanan : 101,15 kpa = 1 atm Temperatur : 30 o C = 86 o F 1. Menghitung Volume Tangki Kebutuhan air proses = Air output sand filter = 40,3448 m 3 /jam = 40344,8 kg/jam Waktu tinggal = 1 jam V H O = Jumlah air x Waktu tinggal = 40,3448 m 3 /jam x 1 jam = 40,3448 m 3 Safety factor = 0 % (Peter and Timmerhaus, 1991, Hal:37) Volume tangki = 1, x V H O = 1, x 40,3448 m 3 = 48,38 m 3. Menghitung Diameter dan Tinggi Tangki Rasio H/D yang di ambil adalah rasio yang memberikan luas tangki yang paling kecil. Berdasarkan Tabel 4-7, Ulrich, 1984, dimana H s /D <. Berdasarkan Brownell and Young, untuk large tank berlaku : D = 8H/3 H = 0,375 D

284 V = 1/4 x π x D x H D = ((4V)/(π x H)) 0,5 = ((3V)/(3μ)) 0,5 Sehingga diperoleh: D = 11,08 m = 36,34 ft H = 4,15 m = 13,63 ft Nilai standar (Brownell and Young, App. E, Item 1, Hal. 346) : D = 40 ft = 1,19 m = 480 in H = 1 ft = 3,66 m = 144 in Maka, Volume tangki = 15,079,645 ft 3 = 47,008 m 3 Diperoleh data (Brownell and Young, App. E, Item, Hal. 347) : Number of courses = Lebar plate standar = 6 ft 3. Menghitung Tekanan Desain P abs = P operasi + P hidrostatis H liquid = (V liquid / V tangki ) x H tangki = (47,008 m 3 /333,607 m 3 ) x 3,66 m =,86 m = 9,38 ft = 11,50 in Dimana ρ = 99,856 kg/m 3 = 61,98 lb/ft 3 Dimana, P hidrostatis : P hidrostatis = H g L g 144 c (Pers. 3.17, Brownell, 1959) = 4,035 psi P operasi = 14,7 psi

285 Maka, P abs = 18,735 psi Tekanan desain 5-10 % diatas tekanan absolut (Coulson, 1988, Hal:637). Tekanan desain yang dipilih 5 % diatasnya. Tekanan desain pada ring ke-1 (paling bawah) : P desain = 1,05 x 18,735 psi = 19,67 psi Tabel D.16 Hasil perhitungan P design pada berbagai ketinggian cairan : Course H liquid (ft) P hid (psi) P abs (psi) P desain (psi) 1 9,375 4,035 18,735 19,67 3,375 1,453 16,153 16,96 4. Menentukan Tebal Plate t s P. ri C f. E 0,6P Keterangan : F = (Brownell and Young, 1959, Tabel 13.1 untuk T = o F) E = 0,8 (Jenis sambungan las : single-butt weld) C = 0,15 (Coulson, Vol 6, Hal. 17) Maka, 19, ,8 0,619,67 t s = 0, 15 t s = 0,59 in Diambil tebal plate standar = 10 / 16 in

286 5. Menentukan Panjang Plate Untuk menghitung panjang shell, persamaan yang digunakan adalah : π. D L = o - ( weld length) 1. n Keterangan : L = panjang plate, in D o = diameter luar shell, in n = jumlah plate Weld length = Banyak plate pada sekeliling plate x Banyak sambungan pengelasan vertikal = n x Butt welding Panjang shell untuk course 1 : D o = D i + ( x t s ) = ( x ( 10 / 16 )) = 481,5 in n = buah Butt welded = 0,156 (Brownell and Young, Hal. 54) Maka, L = 3,14 481,5-(0,156) 1 = 6,99 ft

287 6. Desain Atap Perhitungan sudut elemen conis Bentuk atap yang digunakan adalah conical (konis). Untuk roof with large diameter yang menggunakan pengelasan lap joint, minimal desain lap yang diizinkan adalah 1 in dengan tebal plate minimal 3 / 16 in. Besar sudut elemen konis dihitung dengan persamaan : D min sin 430t Keterangan : (Pers. 4.6, Brownell and Young, 1959) θ = sudut elemen konis dengan horizontal D = diameter tangki, ft t = tebal cone (head), in Digunakan tebal konis (t) = 0,65 in Maka, min sin θ = 0,149 θ = 8,559 o Pemeriksaan compressive stress yang diizinkan 6 t 1 f allowable = 1,5 x10 yield point r 3 Keterangan : f allowable = compressive stress yang diizinkan, psi t = tebal konis, in r = jari-jari lekukan (curvature), in Dimana, r = 6D sin = 315,73 ft

288 = 3.783,76 in Yield point = (Tabel 3.1, Brownell and Young, 1959, Hal. 37) Maka, f allowable =.973,613 Dimana f allowable < (Yield point/3) =.973,613 < Maka, tebal plate = 0,65 in dapat digunakan. Perhitungan tinggi atap o 90 h D r 90 D = diameter tangki,ft r = jari-jari, in 6D sin sudut elemen konis dengan horizontal Gambar D. Jari-jari lekukan untuk atap konis Tinggi atap dapat dihitung dengan korelasi sudut pada gambar : tan θ = H D 1 Dimana: tan θ = 0,151 Maka, H = 3,01 ft = 0,918 m Menghitung tinggi total tangki penyimpanan air H tangki = H shell + H roff = 1 ft + 3,01 ft = 15,01 ft = 4,56 m

289 7. Desain Lantai Untuk memudahkan pengelasan dan mengizinkan terjadinya korosi, pada lantai dipakai plat dengan tebal minimal ¼ 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). Menghitung tekanan yang bekerja pada bottom Menghitung compressive stress yang dihasilkan oleh berat cairan S 1 w 1 4 D i w =,05 lb S 1 = 0,00001 psi Menghitung compressive stress yang dihasilkan oleh berat shell X s S 144 Keterangan : X = tinggi tangki, ft = 15,01 ft ρ S = densitas shell = 489 lb/ft 3 (Tabel 6, Peter and Timmerhaus) Maka, 15, S 144 S = 50,97 psi Tegangan total yang bekerja pada lantai :

290 S t = S 1 + S = (0, ,97) psi = 50,97 psi Batas tegangan lantai yang diizinkan : S t < Tegangan bahan plat (f) x Efisiensi pengelasan (E) 50,97 < (memenuhi) Tabel D.17 Spesifikasi Filtered Water Tank (TP-104) Alat Filtered Water Tank Kode Fungsi Bentuk TP-104 Menampung air keluaran sand filter sebanyak 40,3448 m 3 /jam Kapasitas 400,38 m 3 Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk conical Dimensi Diameter shell (D) 1,19 m Tutup atas Tekanan desain Tebal head Bahan konstruksi Jumlah Tinggi shell (H s ) Tebal shell (t s ) Tinggi atap Tebal lantai Jumlah courses Bentuk conical 19,67 psi 0,65 in Carbon Steel SA-83 Grade C 1 buah 3,66 m 0,65 in 0,9175 m 0,1875 in buah

291 m. Tangki Air Domestik Fungsi alat : Tempat penyimpanan bahan baku air untuk keperluan umum dan sanitasi Tipe tangki : Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk kerucut (conical) Tekanan : 101,15 kpa = 1 atm Temperatur : 30 o C = 86 o F Dengan cara perhitungan yang sama seperti pada Filtered Water Tank (TP-104), diperoleh spesifikasi Tangki Air Domestik sebagai berikut : Tabel D.18 Spesifikasi Tangki Air Domestik Alat Tangki Air Domestik Fungsi Bentuk Kapasitas 33,64 m 3 Tempat penyimpanan bahan baku air untuk keperluan umum dan sanitasi Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk conical Dimensi Diameter shell (D) 4,57 m Tutup atas Tekanan desain Tebal head Bahan konstruksi Jumlah Tinggi shell (H s ) Tebal shell (t s ) Tinggi atap Tebal lantai Jumlah courses Bentuk conical 16,74 psi 0,315 in Carbon Steel SA-83 Grade C 1 buah 1,89 m 0,315 in 0,845 m 0,1875 in Buah

292 n. Tangki Air Hydrant Fungsi alat : Tempat penyimpanan air untuk keperluan pemadam kebakaran pada suhu 30 o C dan pada tekanan atmosferik selama 7 hari Tipe tangki : Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk kerucut (conical) Tekanan : 101,15 kpa = 1 atm Temperatur : 30 o C = 86 o F Dengan cara perhitungan yang sama seperti pada Filtered Water Tank (TP-104), diperoleh spesifikasi Tangki Air Hydrant sebagai berikut : Tabel D.19 Spesifikasi Tangki Air Hydrant Alat Tangki Air Hydrant Fungsi Bentuk Kapasitas,55 m 3 Tempat penyimpanan air untuk keperluan pemadam kebakaran pada suhu 30 o C dan pada tekanan atmosferik selama 7 hari Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk conical Dimensi Diameter shell (D),438 m Tutup atas Tekanan desain Tebal head Bahan konstruksi Jumlah Tinggi shell (H s ) Tebal shell (t s ) Tinggi atap Tebal lantai Jumlah courses Bentuk conical 16,4 psi 0,5 in 0,914 m 0,50 in 0,091 m 0,1875 in 1 buah Carbon Steel SA-83 Grade C 1 buah

293 o. Tangki Air Kondensat (TP-301) Fungsi alat : Tempat penyimpanan air kondensat Tipe tangki : Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk kerucut (conical) Tekanan : 101,15 kpa = 1 atm Temperatur : 30 o C = 86 o F Dengan cara perhitungan yang sama seperti pada Filtered Water Tank (TP-104), diperoleh spesifikasi Tangki Air Kondensat (TP-301) sebagai berikut : Tabel D.0 Spesifikasi Tangki Air Kondensat (TP-301) Alat Tangki Air Kondensat Kode Fungsi Bentuk TP-310 Kapasitas 4.70,079 m 3 Tempat penyimpanan air kondensat Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk conical Dimensi Diameter shell (D) 4,38 m Tutup atas Tekanan desain Tebal head Bahan konstruksi Jumlah Tinggi shell (H s ) Tebal shell (t s ) Tinggi atap Tebal lantai Jumlah courses Bentuk conical 5,68 psi 1,00 in 9,14 m 1,00 in,31 m 0,34 in Carbon Steel SA-83 Grade C 1 buah 4 buah

294 p. Tangki Air Boiler (TP-40) Fungsi alat : Tempat penyimpanan air untuk bahan baku umpan boiler Tipe tangki : Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk kerucut (conical) Tekanan : 101,15 kpa = 1 atm Temperatur : 30 o C = 86 o F Dengan cara perhitungan yang sama seperti pada Filtered Water Tank (TP-104), diperoleh spesifikasi Tangki Air Boiler sebagai berikut : Tabel D.1 Spesifikasi Tangki Air Boiler Alat Tangki Air Boiler Kode Fungsi Bentuk TP-40 Tempat penyimpanan air untuk keperluan umpan boiler pada suhu 30 o C dan pada tekanan atmosferik selama 1 hari Kapasitas 4.70,079 m 3 Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk conical Dimensi Diameter shell (D) 4,38 m Tutup atas Tekanan desain Tebal head Bahan konstruksi Jumlah Tinggi shell (H s ) Tebal shell (t s ) Tinggi atap Tebal lantai Jumlah courses Bentuk conical 6,71 psi 1,50 in 9,14 m 1,50 in 1,5 m 0,5 in Carbon Steel SA-83 Grade C 1 buah 5 buah

295 q. Tangki Asam Sulfat (TP-30) Fungsi alat : Tempat menyiapkan dan menyimpan asam sulfat konsentrasi 98 % selama 30 hari sebagai regenerasi resin penukar kation dan injeksi ke cooling tower Tipe tangki : Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk kerucut (conical) Tekanan : 101,1500 kpa = 1 atm Temperatur : 30 o C = 86 o F Dengan cara perhitungan yang sama seperti pada Filtered Water Tank (TP-104), diperoleh spesifikasi Tangki Asam Sulfat (TP-30) sebagai berikut. Tabel D. Spesifikasi Tangki Asam Sulfat (TP-30) Alat Tangki Asam Sulfat Kode Fungsi Bentuk TP-30 Kapasitas 16,013 m 3 Menyiapkan dan menyimpan larutan asam sulfat konsentrasi 98 % selama 30 hari sebagai regeneran resin penukar kation dan injeksi ke cooling tower Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk conical Dimensi Diameter shell (D) 3,66 m Tutup atas Tekanan desain Tebal head Tinggi shell (H s ) Tebal shell (t s ) Tinggi atap Jumlah courses Bentuk conical 17,09 psi 0,5 in 1,5 m 0,5 in 0,1 m 1 buah Bahan konstruksi Carbon Steel SA-83 Grade C

296 Jumlah 1 buah r. Tangki Air Demin (TP-303) Fungsi alat : Tempat menampung air demin keluaran Anion Exchanger Tipe tangki : Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk kerucut (conical) Tekanan : 101,15 kpa = 1 atm Temperatur : 30 o C = 86 o F Dengan cara perhitungan yang sama seperti pada Filtered Water Tank (TP-104), diperoleh spesifikasi Tangki Air Demin (TP-303) sebagai berikut : Tabel D.3 Spesifikasi Tangki Air Demin (TP-303) Alat Tangki Air Demin Kode TP-303 Fungsi Menampung air demin keluaran anion exchanger pada suhu 30 o C dan pada tekanan atmosferik selama 1 hari Bentuk Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk conical Kapasitas 1.650,333 m 3 Dimensi Diameter shell (D) 18,88 M Tinggi shell (H s ) 7,315 M Tebal shell (t s ) 1,000 In Tinggi atap 1,88 M Jumlah courses 3 Buah Tutup atas Bentuk conical Tekanan desain 3,19 psi

297 Tebal head Bahan konstruksi Jumlah 1,000 in Carbon Steel SA-83 Grade C 1 buah s. Tangki Air Proses Fungsi alat : Tempat menampung air proses keluaran tangki air demin Tipe tangki : Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk kerucut (conical) Tekanan : 101,15 kpa = 1 atm Temperatur : 30 o C = 86 o F Dengan cara perhitungan yang sama seperti pada Filtered Water Tank (TP-104), diperoleh spesifikasi Tangki Air Proses sebagai berikut : Tabel D.4 Spesifikasi Tangki Air Proses Alat Tangki Air Proses Fungsi Bentuk Menampung air proses keluaran dari tangki air demin pada suhu 30 o C dan pada tekanan atmosferik selama 1 shift (8 jam) Kapasitas 40,114 m 3 Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk conical Dimensi Diameter shell (D) 1,19 m Tutup atas Tekanan desain Tebal head Tinggi shell (H s ) Tebal shell (t s ) Tinggi atap Jumlah courses Bentuk conical 19,88 psi 0,65 in 4,575 m 0,65 in 0,918 m buah

298 Bahan konstruksi Jumlah Carbon Steel SA-83 Grade C 1 buah t. Tangki Alum (TP-101) Fungsi alat : Tempat menyiapkan dan menampung larutan alum konsentrasi 55 % volume selama 1 minggu untuk diinjeksikan ke dalam bak penggumpal (BP) Tipe tangki : Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk kerucut (conical) Diketahui : Tekanan = 101,15 kpa = 1 atm Temperatur = 30 o C = 86 o F Konsentrasi alum di storage = 55 % (Sumber: Data MSDS) Kebutuhan alum = konsentasi alum di BP x laju alir air di BP = 43,708 kg/jam Supplay alum ke BP = kebutuhan alum/konsentrasi alum di storage = 79,469 kg/jam Densitas alum = kg/m 3 Laju alir alum = supplay alum ke BP/densitas alum = 0,0608 m 3 /jam Waktu tinggal = 7 hari Volume tangki : Overdesign = 0 % Volume tangki = (100/80) x 0,0608 m 3 /jam x 7 hari x 4 jam = 1,58 m 3

299 Dimensi tangki : H/D = 1, V tangki = V shell + ( x V head ) 1,58 m 3 = (¼ π D H) + ( x 0, D 3 ) 1,58 m 3 = (¼ x 3,14 x 1,) D 3 + ( x 0, D 3 ) 1,58 m 3 = 0,941D 3 D = 1,58 0, =,35 m Sehingga diperoleh : D = 9,59 in H = 1, x 9,59 = 111,1 in Diambil standar : D stantar = 93 in = 7,75 ft =,36 m H stantar = 11 in = 9,33 ft = 3,54 m Menghitung Tekanan Desain =,35 m = 7,7 ft P abs = P operasi + P hidrostatis

300 Dimana, P hidrostatis : H L g g P hidrostatis = 144 c (Pers. 3.17, Brownell, 1959) = 4,37 psi P operasi = 14,7 psi Maka, P abs = 19,07 psi Tekanan desain 5-10 % diatas tekanan absolut (Coulson, 1988, Hal:637). Tekanan desain yang dipilih 5 % diatasnya. Tekanan desain pada ring ke-1 (paling bawah) : P desain = 1,05 x 19,07 psi = 0,03 psi Tabel D.5 Hasil perhitungan P desain setiap courses Courses H L (ft) P hidrostatis (psi) P absolute (psi) P desain (psi) 1 7,7 4,37 19,07 0,03 1,7 0,05 14,75 15,49 Menentukan Tebal Shell t s P. ri C f. E 0,6P Keterangan : (Pers , Brownell, 1959:75) t s = tebal dinding shell, in P = tekanan desain, psi ri = jari-jari tangki, in f = nilai tegangan material, psi Digunakan material Carbon Steel SA-83 Grade C = (Brownell and Young, 1959, Tabel 13.1 untuk T = o F)

301 sf OA E = efisiensi sambungan = 0,8 (Jenis sambungan las : single-butt weld) C = korosi yang diizinkan Maka, = 0,15 (Coulson, Vol 6, Hal. 17) t s = 0,33 in Tabel D.6 Hasil perhitungan tebal shell setiap courses Courses t (in) t s standar (in) 1 0,17 0,5 0,196 0,5 Desain Atap OD icr B b = tingi dish A ID t a r C Gambar D.3 Torrispherical Dishead Head Tabel 5.7, Brownel & Young, Hal : 91, untuk nilai OD = 93,5 in icr = 5,875 in r = 96 in Menentukan tebal head t h f P rw C E 0, P (Brownell & Young, 1959, Hal. 138) Keterangan :

302 t h = tebal head, in r = radius crown, in W = faktor intensifikasi stress 1 W =. 3 4 = 1,38 Maka, t h = 0,56 in r c icr Digunakan dalam keadaan standar : Tebal head = 0,315 in Tebal bottom = 0,315 in Menentukan tinggi head Dari Tabel 5.6, Brownel & Young, Hal. 88, untuk nilai t h = 0,315 in maka sf = 1,5 3. Dipilih : sf = 3 in Menentukan BC BC = r + icr = 101,88 in Menentukan AB AB = (ID/) icr = 40,4 in Menentukan b = b3,3838 r ( in BC) ( AB) = 3,76 in Menentukan OA

303 OA = t h + b + sf = 5,80 in Tinggi total, H t = H s + H head = 8,0 ft =,49 m Perancangan Pengadukan Daya motor Daya motor yang digunakan = Daya input Efisiensi motor Kebutuhan daya teoritis P = N p. ρ mix. N 3.D i 5 (Pers. 3.4-, Geankoplis, 1978) Keterangan : P = power (W) N p = Power Number N = kecepatan impeller (rps) ρ mix = densitas larutan = kg/m 3 = 81,593 lb/ft 3 D I = diameter impeller, m N Re = mix. N. D I mix (Pers , Geankoplis, 1978) Viskositas campuran: μ mix = 19,66 cp = 0,0196 kg/m.s Jumlah pengaduk yang dibutuhkan

304 N = WELH (Rase, Pers. 8.9, Hal. 345, 1977) : ID Keterangan : ID = diameter dalam tangki, ft WELH = water equivalent liquid height = Tinggi cairan (H) x sp. Gr Tinggi cairan (H) =,798 ft = 0,853 m Densitas air pada 4 o C = kg/m 3 Densitas larutan = kg/m 3 Spesific gravity (sg) = laru tan air WELH = 0,853 m x 1,307 = 1,115 m Jumlah pengaduk, n = kg/m 3 = kg/m 3 = 1,307 WELH ID = 1,115 7,7 m m = 0,144 (dipakai 1 buah pengaduk) Kecepatan putaran pengaduk dicari dengan persamaan berikut : N = 600 π.d I WELH.D I 600 1,115m 3,14 7,7 m () x 7,7m)

305 N = 39,7 rpm = 0,65 rps N Re = D I. N. mix mix (Pers , Geankoplis, 1978) (7,7m) = 3 (0,65rps)(1.307kg/ m ) 0,0196kg/ m. s = 43.35,651 Dari Figure Geankoplis, untuk six blade turbine, Np =1,5. Kebutuhan daya teoritis : 3 N p. mix. N. D P = (550x3,17) 5 I (Pers. 3.4-, Geankoplis, 1978) 1,5 x 1.307kg/m 3 x (0,65 rps) 3 x (7,7m) 5 = 550 x 3,17 = 0,143 hp Daya yang hilang (gland loss) P hilang = 10 % P teoritis (MV. Joshi) Daya input = 0,1 x 0,143 hp = 0,0143 hp P input = P teoritis + P hilang = 0,143 hp + 0,0143 hp = 0,157 hp Efisiensi motor (η)

306 Efisiensi motor (η) = 80 % Daya motor yang digunakan 100 P = x 0,157 hp 80 = 0,196 hp Dipakai daya (P) = 1 hp Tabel D.7 Spesifikasi Tangki Alum (TP-101) Alat Tangki Alum Kode Fungsi Bentuk TP-101 Kapasitas 1,58 m 3 Menyiapkan dan menyimpan larutan alum konsentrasi 55 % volum selama 7 hari untuk diinjeksikan ke dalam bak penggumpal. Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk conical Dimensi Diameter shell (D),36 m Tutup atas Tekanan desain Tebal head Bahan konstruksi Jumlah Tinggi shell (H s ) Tebal shell (t s ) Tinggi atap Jumlah courses Bentuk conical 0,03 psi 0,315 in 3,54 m 0,5 in 5,80 in buah Carbon Steel SA-83 Grade C 1 buah

307 u. Tangki Kaporit (TP-10) Fungsi alat : Tempat menyiapkan dan menampung larutan kaporit konsentrasi 30 % volume selama 3 hari untuk diinjeksikan ke dalam bak penggumpal Tipe tangki : Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk kerucut (conical) Tekanan : 101,15 kpa = 1 atm Temperatur : 30 o C = 86 o F Dengan cara perhitungan yang sama seperti pada Tangki Alum (TP- 101), diperoleh spesifikasi Tangki Kaporit (TP-10) sebagai berikut : Tabel D.8 Spesifikasi Tangki Kaporit (TP-10) Alat Tangki Kaporit Kode Fungsi Bentuk TP-10 Kapasitas 7,397 m 3 Menyiapkan dan menyimpan larutan Kaporit konsentrasi 30 % volume selama 3 hari untuk diinjeksikan ke dalam bak penggumpal. Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk conical Dimensi Diameter shell (D) 6,096 m Tutup atas Tinggi shell (H s ) Tebal shell (t s ) Tinggi atap Tebal Head Jumlah courses Bentuk conical 3,658 m 0,375 in 1,444 m 0,375 in buah

308 Tekanan desain Power motor Bahan konstruksi Jumlah 18,66 psi 1 hp Carbon Steel SA-83 Grade C 1 buah v. Tangki Dispersant (TP-0) Fungsi alat : Tempat penyimpanan dispersant untuk diinjeksikan ke cooling tower Tipe tangki : Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap berbentuk torrispherical Tekanan : 101,15 kpa = 1 atm Temperatur : 30 o C = 86 o F Menghitung Volume Tangki Konsentrasi dispersant di Cooling Tower = 0,05 % Konsentrasi dispersant di Storage = 10 % Kebutuhan dispersant di Cooling Tower = Konsentrasi dispersant di cooling tower x Jumlah air di cooling tower = kg/jam Suplai dispersant 10 % ke cooling tower = Kebutuhan dispersant / Konsentrasi dispersant di storage = (84,457 kg/jam)/10 % = 844,567 kg/jam

309 Densitas dispersant = 995,68 kg/m 3 Jumlah dispersant = Suplai dispersant 10 %/Densitas dispersant = 844,567 kg/jam/995,68 kg/m 3 = 0,848 m 3 /jam Waktu tinggal = 7 hari V dispersant = Jumlah dispersant x Waktu tinggal = 0,848 m 3 /jam x 7 hari x 4 jam = 71,5 m 3 Safety factor = 0 % (Peter and Timmerhaus, 1991, Hal:37) Volume tangki = 1, x V dispersant = 1, x 71,5 m 3 = 85,50 m 3 Menghitung Diameter dan Tinggi Tangki Tutup atas tangki = torrispherical Tutup bawah tangki = torrispherical V tangki = V shell + ( x V head ) = ¼ π ID H + ( x 0, ID 3 ) 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 berikut.

310 Tabel D.9 Hasil trial rasio H/D terhadap luas tangki Trial H/D D (ft) H (ft) A (ft ) V silinder, ft 3 V head, ft 3 V sf, ft 3 Vtotal (ft 3 ) Ditentukan H/ID = 0,7 H = 0,7 ID Maka, ID = 16,7 ft = 00,64 in = 5,09 m H = 11,70 ft = 140,45 in = 3,56 m Diambil nilai standar: ID = 17 ft = 04 in H = 1 ft = 144 in Lebar plat standar = 6 ft Jumlah plat = H/lebar plat = 1/6 = plat Volume tangki = = =.73,761 ft 3

311 Menghitung Tekanan Desain = 4,05 m = 13,30 ft P abs = P operasi + P hidrostatis Dimana, P hidrostatis : H L g g P hidrostatis = 144 c (Pers. 3.17, Brownell, 1959) = 5,7 psi P operasi = 14,7 psi Maka, P abs = 0,4 psi Tekanan desain 5-10 % diatas tekanan absolut (Coulson, 1988, Hal:637). Tekanan desain yang dipilih 5 % diatasnya. Tekanan desain pada ring ke-1 (paling bawah) : P desain = 1,05 x 0,4 psi = 1,44 psi Tabel D.30 Hasil perhitungan P desain setiap courses Courses H L (ft) P hidrostatis (psi) P absolute (psi) P desain (psi) 1 13,30 5,7 0,4 1,45 7,30 3,14 6,15 7,46 3 1,30 0,56 5,7 6,01 Menentukan Tebal Shell t s P. ri C f. E 0,6P Keterangan : (Pers , Brownell, 1959:75)

312 sf OA t s = tebal dinding shell, in P = tekanan desain, psi ri = jari-jari tangki, in f = nilai tegangan material, psi Digunakan material Mild Steel SA-7, SA-83 Grade C AISI 316 = (Brownell and Young, 1959, Tabel 13.1 untuk T = o F) E = efisiensi sambungan = 0,8 (Jenis sambungan las : single-butt weld) C = korosi yang diizinkan = 0,15 (Coulson, Vol 6, Hal. 17) Maka, t s = 0,143 in Diambil tebal shell standar = 0,1875 in. Maka, OD = ID + ( x t s ) = 01,0 in = 0 in (standar) = 16,83 ft = 5,13 m Desain Atap OD icr B b = tingi dish A a ID r t C

313 Gambar D.4 Torrispherical Dishead Head Tabel 5.7, Brownel & Young, Hal : 91, untuk nilai OD = 0 in icr = 1,5 in r = 170 in Menentukan tebal head P rw t h C f E 0, P 138) Keterangan : t h = tebal head, in (Brownell & Young, 1959, Hal. r = radius crown, in W = faktor intensifikasi stress 1 W =. 3 4 = 1,68 r c icr Maka, t h = 0,48 in Digunakan dalam keadaan standar : Tebal head = 0,50 in Tebal bottom = 0,50 in Menentukan tinggi head

314 Dari Tabel 5.6, Brownel & Young, Hal. 88, untuk nilai t h = 0,5 in : sf = 1,5 3 Dipilih : sf = 3 in Menentukan BC BC = r + icr = 18,5 in Menentukan AB AB = (ID/) icr = 89,75 in Menentukan b = b3,3838 r ( in BC) ( AB) = 11,38 in Menentukan OA OA = t h + b + sf = 14,88 in = 0,38 m Tinggi total, H t = H s + H head = 158,88 in = 13,4 ft = 4,04 m Perancangan Pengadukan Daya motor Daya motor yang digunakan := Daya input Efisiensi motor Kebutuhan daya teoritis P = N p. ρ mix. N 3.D i 5 (Pers. 3.4-, Geankoplis, 1978) Keterangan :

315 P = power (W) N p = Power Number N = kecepatan impeller (rps) ρ mix = densitas larutan = 995,68 kg/m 3 = 6,1583 lb/ft 3 D I = diameter impeller, m N Re = mix. N. D I mix (Pers , Geankoplis, 1978) Viskositas campuran: μ mix = 1,11 cp = 0,01 kg/m.s Jumlah pengaduk yang dibutuhkan N = WELH (Rase, Pers. 8.9, Hal. 345, 1977) : ID Keterangan : ID = diameter dalam reaktor, ft WELH = water equivalent liquid height = Tinggi cairan (H) x sp. Gr Tinggi cairan (H) = 13,30 ft = 4,05 m Densitas air pada 4 o C = kg/m 3 Densitas larutan = 995,68 kg/m 3 Spesific gravity (sg) = laru tan air 995,68 kg/m 3 = kg/m 3

316 WELH = 4,05 m x 0,9957 = 4,04 m = 0,9957 Jumlah pengaduk, n = WELH ID = 4,04 5,18 m m = 0,78 (dipakai 1 buah pengaduk) Kecepatan putaran pengaduk dicari dengan persamaan berikut : N = 600 π.d I WELH.D I 600 4,04m 3,14 5,18 m ()(5,18m) N = 3,005 rpm = 0,383 rps N Re = D I. N. mix mix (Pers , Geankoplis, 1978) (5,18 m) (0,383 rps) (995,68 kg/ m 3 ) = 0,01 kg/m.s = ,83 Dari Figure Geankoplis, untuk six blade turbine, Np =1,5. Kebutuhan daya teoritis :

317 3 N p. mix. N. D P = (550x3,17) 5 I (Pers. 3.4-, Geankoplis, 1978) 1,5 x 995,68kg/m 3 x (0,383 rps) 3 x (5,18m) 5 = 550 x 3,17 = 17,77 hp Daya yang hilang (gland loss) P hilang = 10 % P teoritis (MV. Joshi) Daya input = 0,1 x 17,77 hp = 1,777 hp P input = P teoritis + P hilang = 17,77 hp + 1,777 hp = 19,55 hp Efisiensi motor (η) Efisiensi motor (η) = 80 % Daya motor yang digunakan P = 100 x 19, 55 hp 80 = 4,44 hp Dipakai daya (P) = 5 hp Tabel D.31 Spesifikasi Tangki Dispersant (TP-0) Alat Tangki Dispersant Kode Fungsi TP-0 Tempat penyimpanan dispersant untuk diinjeksikan ke Cooling Tower

318 Bentuk Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk torrispherical Dimensi Diameter shell (D) 04 in Tinggi shell (Hs) 144 in Tebal shell (t s ) 0,1875 in Tinggi head 14,88 in Tipe head Torrispherical Dished Head Tebal head 0,50 in Tipe pengaduk Six Blade Flat Turbine Jumlah pengaduk 1 buah Power Motor 5 hp w. Tangki Inhibitor (TP-01) Fungsi alat : Tempat penyimpanan inhibitor untuk diinjeksikan ke Cooling Tower Tipe tangki : Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan head berbentuk torrispherical Tekanan : 101,15 kpa = 1 atm Temperatur : 30 o C = 86 o F Dengan cara perhitungan yang sama seperti pada Tangki Dispersant (TP-0), diperoleh spesifikasi Tangki Inhibitor (TP-01) sebagai berikut : Tabel D.3 Spesifikasi Tangki Inhibitor (TP-01) Alat Tangki Inhibitor Kode Fungsi TP-01 Tempat penyimpanan inhibitor untuk diinjeksikan ke Cooling Tower

319 Bentuk Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk torrispherical Dimensi Diameter shell (D) 40 in Tinggi shell (H s ) 40 in Tebal shell (t s ) 0,750 in Tinggi head 1,710 in Tipe head Torrispherical Dished Head Tebal head,00 in Tipe pengaduk Six Blade Flat Turbine Power Motor 58 hp x. Tangki NaOH (TP-103) Fungsi alat : Tempat penyimpanan soda kaustik untuk diinjeksikan ke bak penggumpal dan anion exchanger Tipe tangki : Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan head berbentuk torrispherical Tekanan : 101,15 kpa = 1 atm Temperatur : 30 o C = 86 o F Dengan cara perhitungan yang sama seperti pada Tangki Dispersant (TP-0), diperoleh spesifikasi Tangki Soda Kaustik (TP-103) sebagai berikut : Tabel D.33 Spesifikasi Tangki Soda Kaustik (TP-103) Alat Tangki soda kaustik Kode Fungsi Bentuk TP-103 Tempat penyimpanan soda kaustik untuk diinjeksikan ke bak penggumpal dan Anion Exchanger Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk torrispherical

320 Dimensi Diameter shell (D) 1,99 m Tinggi shell (H s ) 1,99 m Power motor 1 hp Jumlah 1 buah y. Tangki Hidrazin (TP-401) Fungsi alat : Tempat menyiapkan dan menampung larutan hidrazin selama 7 hari untuk diinjeksikan ke deaerator Tipe tangki : Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk torrispherical Tekanan : 101,15 kpa = 1 atm Temperatur : 30 o C = 86 o F Dengan cara perhitungan yang sama seperti pada Tangki Dispersant (TP-0), diperoleh spesifikasi Tangki Soda Kaustik (TP-401) sebagai berikut : Tabel D.34 Spesifikasi Tangki Hidrazin (TP-401) Alat Tangki Hidrazin Kode TH-401 Fungsi Menyiapkan dan menyimpan hidrazin selama 7 Bentuk Kapasitas hari untuk diinjeksikan ke deaerator Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan head berbentuk torrispherical 9,475m 3 /jam Dimensi Diameter shell (D) 3,8 m Tinggi shell (H s ) 3,78 m Tebal shell (t s ) 0,375 in Tebal head (t h ) 0,315 in Tinggi head 7,864 in

321 Tekanan Desain 0,16 psi Bahan Konstruksi Carbon Steel SA-83 Grade C AISI tipe 316 Jumlah 1 buah 3. Pompa Utilitas a. Pompa Utilitas 1 (PU-01) Fungsi : Memompa air sungai sebanyak 40180,91kg/jam ke Bak Sedimentasi (BS-01). Jenis : Centrifugal pump Gambar D.5 Centrifugal pump Alasan 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 Friction loss yang perlu diperhitungkan antara lain : Friksi karena kontraksi dari tangki ke pipa Friksi pada pipa lurus

322 Friksi pada elbow Friksi pada valve Asumsi : Sifat-sifat fisis cairan dianggap tetap Fluida incompressible Menghitung Debit Cairan Diketahui : Laju alir massa, G = 40180,91 kg/jam = 0,36 kg/s Densitas, ρ = 99,857 kg/m 3 Viskositas, µ = 0,001 kg/m.s Over desain = 10 % G = 1,1 x 40180,91 kg/jam = 44199,001 kg/jam =,6 kg/s Debit, Q : G Q = ρ = 44199,001 99,857 = 80,71 m 3 /jam = 0,0 m 3 /s = 355,360 gpm

323 Dari Fig a & b Walas dan Tabel Coulson untuk kapasitas 355,360 gpm digunakan pompa centrifugal tipe single- suction.

324 Gambar D.6 Jenis pompa berdasarkan kapasitas Menghitung Diameter Pipa D opt = 6 x G 0,5 x ρ -0,37 (Pers Coulson,1983) = 6 x (,60) 0,5 x (99,857) -0,37 = 95,7 mm = 3,751 in Keterangan : D opt = Diameter pipa optimum (mm) G = Laju alir massa (kg/s) = Densitas larutan (kg/m 3 ) Dari Tabel.11. Kern, 1950 diperoleh : NPS = 4 in ID = 4,06 in (0,10 m) OD = 4,5 in A = 1,7 in (0,008 m ) Menentukan Bilangan Reynold (N Re ) Bilangan reynold (N Re ) dapat dihitung dengan persamaan : N Re = Keterangan : ρ x ID x v μ N Re = Bilangan Reynold = Densitas larutan (kg/m 3 ) (Geankoplis, 1993, pers.4.5-5) ID v = Diameter dalam pipa (m) = Kecepatan aliran (m/s)

325 = Viskositas larutan (kg/m.s) Kecepatan aliran, v : v = A Q 0,00 = 0,008 =,736 m/s Bilangan reynold, N Re : N Re = 99,857 x 0,0 x,736 0,001 = 335.3,5 (aliran turbulen, N Re > 100) Menghitung Panjang Equivalent Tabel D.35 Panjang equivalent dari Tabel Brown, 1993 Komponen Jumlah Le, ft Le, m Total, m Pipa lurus , Standard elbow 90 o ,877 14,631 Globe valve ,865 54,865 Gate valve fully open 3 0,914 1,89 Total 571,34 Menghitung Friction loss Friction loss dihitung dengan persamaan Geankoplis, 1993 : Σ F = ΔL 4f ID v K ex v1 K c v K f v1 Jika kecepatan v, v 1, v sama, maka (Geankoplis, pers ) : Σ F = ΔL 4f K ID ex K c K f v

326 a. Friksi karena kontraksi dari sungai ke pipa. h c = A 0,55 1 A 1 V α (Geankoplis, pers ) = K c V α Keterangan : h c = friction loss V = kecepatan pada bagian downstream α = faktor koreksi, aliran turbulen =1 A = luas penampang yang lebih kecil A 1 = luas penampang yang lebih besar A /A 1 = 0 Kc = 0,55 h c = K c V α =,736 0,55 1 =,059 J/kg b. Friksi pada pipa lurus Diketahui : N Re = 335.3,5 = 0, m untuk pipa comercial steel (Gambar.10-3 Geankoplis, 1993) ID = 0,10 m /ID = 0,0004

327 f = 0,006 (Gambar..10-3, Geankoplis,1993) L = 571,34 m Sehingga friksi pada pipa lurus : F f = ΔL V 4f ID (Geankoplis, Pers..10-6) = 571,34, ,004 0,10 = 501,968 J/kg c. Friksi pada sambungan (elbow) Diketahui : Jml elbow = 3 K f = 0,75 (Tabel.10-1, Geankoplis) h f = V K f (Geankoplis, pers ),736 = 3 0,75 = 8,43 J/kg d. Friksi pada valve Globe valve wide = 1 = K f = 9,5 (Tabel.10-1, Geankoplis, 1983) Gate valve wide = = K f = 0,17 (Tabel.10-1, Geankoplis, 1983) h f = V K f (Geankoplis, pers ) = (1 x 9,5 + x 0,17) x = 36,837 J/kg,736

328 Total friksi : ΣF = h C + F f + h f, elbow + h f, valve =, , , ,837 = 549,87 J/kg Menghitung tenaga pompa yang digunakan Persamaan neraca energi yang dijelaskan melalui persamaan Bernaulli (pers..7-8 Geankoplis, 1983) : V V p p1 α ρ 1 -Ws = g Z Z1 Diketahui : Z 1 = -1 m (asal pemompaan dari sungai) Z = 4 m (tujuan pemompaan) P 1 = 1 atm (101.35N/m ) P = 1 atm (101.35N/m ) v 1 = v =,736 m/s ρ = 99,857 kg/m 3 α = 1 g = 9,806 m/s ΣF = 549,87 J/kg Sehingga :,736, Ws = 9,8064 ( 1) 549, 87 = 598,317 J/kg F ,857

329 Dari Gambar 10.6, Coulson,1983, hal 380 untuk Q = 80,71 m 3 /jam, maka efisiensi pompa ( ) = 78 %. Gambar D.7 Efisiensi pompa Wp = W s η (Geankoplis, pers.3.3-1) = 598,317 0,78 = 767,074 J/kg Power = G x Wp (Geankoplis, pers.3.3-) =,6 x 767,074 = ,845 J/s = 17,075 kw =,898 hp

330 Motor penggerak : Berdasarkan fig. 4-10, Vilbrandt,F.C., 1959, diperoleh efisiensi motor: motor = 80 % P = Power motor (Geankoplis, pers.3.3-5) =,898 0,8 = 8,6 hp = 30 hp Standar NEMA (Alfa Laval Pump Handbook, 001) Menentukan head total P t Z BS - 01 PU-01 Z 1 P s blowdown Gambar D.8 Skema sistem pompa

331 Suction head Diketahui : Z 1 = -1 m P s = N/m v 1 =,736 m/s Friction loss : Friksi karena kontraksi dari sungai ke pipa h c = A 0,55 1 A 1 V α (Geankoplis, pers ) = K c V α Keterangan : h c = friction loss V = kecepatan pada bagian downstream α = faktor koreksi, aliran turbulen =1 A = luas penampang yang lebih kecil A 1 = luas penampang yang lebih besar A 1 /A = 0 Kc = 0,55 h c = K c V α =,736 0,55 1 =,059 J/kg

332 Friksi pada pipa lurus Diketahui : N Re = 335.3,5 ID = 0, m untuk pipa comercial steel = 0,10 m /ID = 0,00045 f = 0,006 (Gambar..10-3, Geankoplis,1993) L = 5 m Sehingga friksi pada pipa lurus : F f = ΔL V 4f ID (Geankoplis, pers..10-6) = 4 0,004 5,736 0,10 = 1,965 J/kg Friksi pada sambungan (elbow) Diketahui : Jml elbow = 1 K f = 0,75 (tabel.10-1, Geankoplis, 1993) h f = V K f (Geankoplis, pers ),736 = 10,75 =,808 J/kg Friksi pada valve Globe valve wide = 1 = K f = 9,5

333 Gate valve wide = 1 = K f = 0,17 h f = V K f (Geankoplis, pers ) = (1 x 9,5 + 1 x 0,17) x = 36,01 J/kg Total friksi di suction head, h fs :,736 F s = h C + F f + h f, elbow + h f, valve =, ,965 +, ,01 = 63,033 J/kg h fs = g F s 63,033 = 9,806 = 6,48 m Total suction head, H s : H s = Ps Z1 h fs (Alfa Laval Pump Handbook, 001) ρ.g = (-1) 6, 48 99,857 9,806 =,979 m Discharge head : Diketahui : Z = 4 m P t = v =,736 m/s

334 Friction loss : Friksi pada pipa lurus Diketahui : N Re = 335.3,5 = 0, m untuk pipa comercial steel (Gambar.10-3 Geankoplis, 1993) ID = 0,10 m /ID = 0,0004 f = 0,006 (Gambar..10-3, Geankoplis,1993) L = 475 m Sehingga friksi pada pipa lurus : F f = ΔL V 4f ID (Geankoplis, pers..10-6) = 475, ,005 = 417,337 J/kg 0,10 Friksi pada sambungan (elbow) Diketahui : Jml elbow = K f = 0,75 (Tabel.10-1, Geankoplis, 1993) h f = V K f (Geankoplis, pers ),736 = 0,75

335 = 5,615 J/kg Friksi pada valve Gate valve wide= 1 = K f = 0,17 h f = V K f (Geankoplis, pers ) = (1 x 0,17) x = 0,636 J/kg,736 Total friksi di discharge head, h fd : F D = F f + h f, elbow + h f, valve = 417, , ,636 = 43,589 J/kg h fd = g F D = 43,589 9,806 = 43,197 m Total discharge head, H D : H D = Pt Z h fd (Alfa Laval Pump Handbook, 001) ρ.g = 4 43, ,857 9,806 = 57,499 m Head total : H = H D - H s = 57,499,979

336 = 54,50 m Cek kavitasi Menghitung NPSH R (Net Positive Suction Head required) : NPSH R = = n Q S 0,5 4 / , ,5 4 / 3 = 5,165 m = 16,945 ft Keterangan : n = kecepatan putaran rpm (Walas, 1988) Q = debit, gpm (355,360 gpm) S = kecepatan spesifik rpm (Walas, 1988) Tabel D.36 Spesifikasi pompa utilitas (PU 01) Article I. Alat Pompa Kode PU 01 Article II. Fungsi Memompa air sungai ke Bak Sedimentasi (BS Jenis 01) Bahan Konstruksi Carbon steel SA 83 Kapasitas Efisiesi Centrifugal pump, single suction, single stage 40,18 m 3 / jam 78 %

337 Dimensi Power motor NPSH Jumlah NPS = 4 in Sch = 40 Panjang pipa lurus (L): 500 m Jumlah globe valve : 1 unit Standar elbow 90 o : 3 unit Jumlah gate valve : unit Beda ketinggian : 5 m 30 hp 5,165 m buah (1 cadangan) Dengan cara perhitungan yang sama seperti di atas maka diperoleh spesifikasi pompa utilitas yang lainnya. b. Pompa Utilitas (PU-0) Tabel D.37 Spesifikasi pompa utilitas (PU 0) Article III. Alat Pompa Utilitas Kode PU-0 Article IV. Fungsi Memompa air keluaran dari bak sedimentasi Jenis Bahan Konstruksi Kapasitas Efisiensi Dimensi Power menuju ke bak penggumpal (BP-01) Centrifugal pump, single-suction, single stage Carbon Steel SA-83 Grade C 40,18 m 3 / jam 78 % NPS = 4 in Sch = 40 Panjang pipa lurus (L) : 10 m Jumlah globe valve Standar elbow 90 o Jumlah gate valve Beda ketinggian 5 hp : 1 unit : 3 unit : unit : 4 m

338 NPSH Jumlah c. Pompa Utilitas 3 (PU-03) 5,165 m buah (1 cadangan) Tabel D.38 Spesifikasi pompa utilitas (PU 03) Article V. Alat Pompa Utilitas Kode Article VI. Jenis Bahan Konstruksi Kapasitas Efisiensi Dimensi Power NPSH Jumlah PU-03 Fungsi Memompa air keluaran bak penggumpal menuju ke Clarifier (CL-01) Centrifugal pump, single-suction, single stage Carbon Steel SA-83 Grade C 355,344 gal/min 78 % NPS = 4 in Sch = 40 Panjang pipa lurus (L) : 10 m Jumlah globe valve Standar elbow 90 o Jumlah gate valve Beda ketinggian 5 hp 5,165 m buah (1 cadangan) : 1 unit : 5 unit : 1 unit : m d. Pompa Utilitas 4 (PU-04) Tabel D.39 Spesifikasi pompa utilitas (PU 04) Article VII. Alat Pompa Utilitas Kode Article VIII. Fungsi Jenis PU-04 Memompa air keluaran clarifier ke sand filter (SF-01) Centrifugal pump, single-suction, single

339 Bahan Konstruksi Kapasitas Efisiensi Dimensi Power NPSH Jumlah stage Carbon Steel SA-83 Grade C 355,38 gal/ jam 78 % NPS = 4 in Sch = 40 in Panjang pipa lurus (L): 3 m Jumlah globe valve : 1 unit Standar elbow 90 o : 6 unit Jumlah gate valve : 1 unit Beda ketinggian : m 3 hp 5,165 m buah (1 cadangan) e. Pompa Utilitas 5 (PU-05) Tabel D.40 Spesifikasi pompa utilitas (PU 05) Article IX. Alat Pompa Utilitas Kode PU-05 Article X. Fungsi Memompa air keluaran sand filter ke tangki Jenis Bahan Konstruksi Kapasitas Efisiensi Dimensi air filter Centrifugal pump, single-suction, single stage Carbon Steel SA-83 Grade C 118,45 gal/min 63 % NPS Sch =,5 in = 40 in Panjang pipa lurus (L) : 3 m Jumlah globe valve Standar elbow 90 o Jumlah gate valve Beda ketinggian : 1 unit : 3 unit : 1 unit : m

340 Power NPSH Jumlah f. Pompa Utilitas 6 (PU-06) 1 hp,483 m buah (1 cadangan) Tabel D.41 Spesifikasi pompa utilitas (PU 06) Article XI. Alat Pompa Utilitas Kode PU-06 Article XII. Fungsi Memompa air dari tangki air filter ke Cold Jenis Bahan Konstruksi Kapasitas Efisiensi Dimensi Power NPSH Jumlah Basin dan Domestic Water and Hydrant Centrifugal pump, single-suction, single stage Carbon Steel SA-83 Grade C 749,115 gal/min 8 % NPS Sch = 6 in = 40 in Panjang pipa lurus (L) : 100 m Jumlah globe valve Standar elbow 90 o Jumlah gate valve Beda ketinggian 5 hp 3,161 m buah (1 cadangan) : 1 unit : 6 unit : 1 unit : m g. Pompa Utilitas 7 (PU-07) Tabel D.4 Spesifikasi pompa utilitas (PU 07) Article XIII. Alat Pompa Utilitas Kode Article XIV. Fungsi PU-07 Memompa air dari tangki air filter ke cation exchanger Jenis Centrifugal pump, single-suction, single

341 Bahan Konstruksi Kapasitas Efisiensi Dimensi Power NPSH Jumlah stage Carbon Steel SA-83 Grade C 63,034 gal/min 70 % NPS = 4 in Sch = 40 in Panjang pipa lurus (L): 100 m Jumlah globe valve : 1 unit Standar elbow 90 o : 6 unit Jumlah gate valve : 1 unit Beda ketinggian : m hp 1,631 m buah (1 cadangan) h. Pompa Utilitas 08 (PU-08) Tabel D.43 Spesifikasi pompa utilitas (PU 08) Article XV. Alat Pompa Utilitas Kode Article XVI. Fungsi Jenis Bahan Konstruksi Kapasitas Efisiensi Dimensi PU-08 Memompa air dari hot basin menuju cooling tower Centrifugal pump, double-suction, single stage Carbon Steel SA-83 Grade C 187,14 gal/min 83 % NPS Sch = 6 in = 40 in Panjang pipa lurus (L) : 5 m Jumlah globe valve Standar elbow 90 o Jumlah gate valve : 1 unit : unit : unit

342 Power NPSH Jumlah Beda ketinggian 7,5 hp 3,368 m buah (1 cadangan) : 4 m i. Pompa Utilitas 09 (PU-09) Tabel D.44 Spesifikasi pompa utilitas (PU 09) Article XVII. Alat Pompa Utilitas Kode Article XVIII. Fungsi Jenis Bahan Konstruksi Kapasitas Efisiensi PU-09 Memompa air dari cooling tower menuju cold basin Centrifugal pump, double-suction, single stage Carbon Steel SA-83 Grade C 187,14 gal/min 83 % Dimensi NPS = 6 in Power NPSH Jumlah Sch = 40 in Panjang pipa lurus (L) : 50 m Jumlah globe valve Standar elbow 90 o Jumlah gate valve Beda ketinggian 5 hp 3,368 m buah (1 cadangan) : 1 unit : unit : 1 unit : m

343 j. Pompa Utilitas 10 (PU-10) Tabel D.45 Spesifikasi pompa utilitas (PU 10) Article XIX. Alat Pompa Utilitas Kode PU-10 Article XX. Fungsi Memompa air dari cold basin menuju peralatan yang membutuhkan cooling water Jenis Centrifugal pump, single-suction, single Bahan Konstruksi Kapasitas Efisiensi stage Carbon Steel SA-83 Grade C 187,14 gal/min 83 % Dimensi NPS = 6 in Power NPSH Jumlah Sch = 40 in Panjang pipa lurus (L) : 50 m Jumlah globe valve Standar elbow 90 o Jumlah gate valve Beda ketinggian 5 hp 3,368 m buah (1 cadangan) : 1 unit : 4 unit : 1 unit : m k. Pompa Utilitas 11 (PU-11) Tabel D.46 Spesifikasi pompa utilitas (PU 11) Article XXI. Alat Pompa Utilitas Kode PU-11

344 Article XXII. Fungsi Memompa air dari tangki penyimpanan kondensat menuju kation exchanger Jenis Centrifugal pump, double-suction, single stage Bahan Konstruksi Carbon Steel SA-83 Grade C Kapasitas Efisiensi 147,915 gal/min 80 % Dimensi NPS = 6 in Sch = 40 in Panjang pipa lurus (L): 5 m Jumlah globe valve : 1 unit Standar elbow 90 o : 3 unit Jumlah gate valve : 1 unit Beda ketinggian : m Power hp NPSH,879 m Jumlah buah (1 cadangan) l. Pompa Utilitas 1 (PU-1) Tabel D.47 Spesifikasi pompa utilitas (PU 1) Article XXIII. Alat Pompa Utilitas Kode Article XXIV. Fungsi Jenis Bahan Konstruksi Kapasitas Efisiensi PU-1 Memompa air dari kation exchanger menuju anion exchanger Centrifugal pump, double-suction, single stage Carbon Steel SA-83 Grade C 63,034 gal/min 75 % Dimensi NPS = 4 in Sch = 40 in Panjang pipa lurus (L) : 3 m

345 Power NPSH Jumlah Jumlah globe valve Standar elbow 90 o Jumlah gate valve Beda ketinggian hp 1,631 m buah (1 cadangan) : 1 unit : 4 unit : 1 unit : 4 m m. Pompa Utilitas 13 (PU-13) Tabel D.48 Spesifikasi pompa utilitas (PU 13) Article XXV. Alat Pompa Utilitas Kode Article XXVI. Fungsi Jenis Bahan Konstruksi Kapasitas Efisiensi PU-13 Memompa air dari anion exchanger ke tangki air proses dan deaerator Centrifugal pump, double-suction, single stage Carbon Steel SA-83 Grade C 63,034 gal/min 75 % Dimensi NPS = 4 in Power NPSH Jumlah Sch = 40 in Panjang pipa lurus (L) : 3 m Jumlah globe valve Standar elbow 90 o Jumlah gate valve Beda ketinggian 1 hp 1,631 m buah (1 cadangan) : 1 unit : 4 unit : 1 unit : m n. Pompa Utilitas 14 (PU-14)

346 Tabel D.49 Spesifikasi pompa utilitas (PU 14) Article XXVII. Alat Pompa Utilitas Kode Article XXVIII. PU-14 Fungsi Memompa air dari demineralisasi menuju tangki air proses Jenis Centrifugal pump, double-suction, Bahan Konstruksi Kapasitas Efisiensi single stage Carbon Steel SA-83 Grade C 48,4 gal/min 69 % Dimensi NPS = 3 in Power NPSH Jumlah Sch = 40 in Panjang pipa lurus (L) : 10 m Jumlah globe valve Standar elbow 90 o Jumlah gate valve Beda ketinggian hp 1,364 m buah (1 cadangan) : 1 unit : unit : unit : 4 m o. Pompa Utilitas 15 (PU-15) Tabel D.50 Spesifikasi pompa utilitas (PU 15) Article XXIX. Alat Pompa Utilitas Kode Article XXX. Fungsi Jenis Bahan Konstruksi Kapasitas Efisiensi PU-15 Memompa keluaran dari DA-01 ke tangki air boiler Centrifugal pump, double-suction, single stage Carbon Steel SA-83 Grade C 14,79 gal/min 63 %

347 Dimensi NPS = 1,5 in Sch = 40 in Panjang pipa lurus (L): 5 m Jumlah globe valve : 1 unit Standar elbow 90 o : unit Jumlah gate valve : 1 unit Beda ketinggian : 5 m Power 1 hp NPSH 0,6 m Jumlah buah (1 cadangan) p. Pompa Utilitas 16 (PU-16) Tabel D.51 Spesifikasi pompa utilitas (PU 16) Article XXXI. Alat Pompa Utilitas Kode Article XXXII. PU-16 Fungsi Memompa air demineralisasi menuju boiler Jenis Centrifugal pump, double-suction, Bahan Konstruksi Kapasitas Efisiensi single stage Carbon Steel SA-83 Grade C 14,79 gal/min 63 % Dimensi NPS = 1,5 in Power NPSH Jumlah Sch = 40 in Panjang pipa lurus (L) : 3 m Jumlah globe valve Standar elbow 90 o Jumlah gate valve Beda ketinggian 1 hp 0,6 m buah (1 cadangan) : 1 unit : unit : 1 unit : m

348 B. Unit Penyediaan Udara Instrument 1. Compressor (CP-01) Fungsi : Mengalirkan udara dari lingkungan ke area proses untuk kebutuhan instrumentasi. Tipe : Centrifugal Compressor Kebutuhan Udara Tekan Dalam pabrik Dicalcium Phosphate Dihydrate, udara tekan dibutuhkan untuk menggerakkan instrumen instrumen kontrol. Udara tekan yang diperlukan didistribusi pada tekanan 15 0 psig serta dalam kondisi kering dan bersih. (Kern, hal.768). Dalam pabrik Dicalcium Phosphate Dihydrate terdapat sekitar 33 alat kontrol yang memerlukan udara tekan untuk menggerakkannya, sehingga kebutuhan udara tekan pada pabrik ini diperkirakan mencapai 55,440 m 3 /jam. Mekanisme atau proses untuk membuat udara tekan dapat diuraikan berikut ini : Udara lingkungan ditekan dengan menggunakan kompresor (CP 01) yang dilengkapi dengan filter (penyaring) udara hingga mencapai tekanan 0 psig, kemudian dilewatkan dalam tumpukan

349 silika gel sehingga diperoleh udara kering. Selanjutnya udara kering tersebut dialirkan pada alat kontrol yang memerlukannya. Udara pneumatik = 8 L/min (Considin, 1993) Jumlah alat kontrol = 33 buah Kebutuhan udara = 8 33 = 94 L/min (55,440 m 3 /jam) Overdesign = 0% Total udara pneumatik = 66,58 m 3 /jam = 0,018 m 3 /s Kecepatan Molar Udara Diketahui : V = 66,58 m 3 /jam P = 1 atm T = 30 o C (303,15 K) R = 8, m 3.atm/kgmol.K PV n = RT = 1 66,58 8, ,15 =,674 kmol/jam = 77,478 kg/jam Menentukan temperatur keluaran kompressor, T Dari Fig. 3.6 (coulson, 1983), diperoleh efisiensi (η)

350 η = 65 % T 1 = 30 o C (303,15 K) P 1 = 1 atm (1,013 bar) P =,36 atm (,39 bar) Temperatur keluar kompressor: T = P T1 P 1 m (Coulson, 1983 hal 79) Untuk kompresi: m = 1 Ep (Coulson, 1983 hal 79) γ Cp =, Cv = 1,4 (udara) Sehingga: m = 1,4 1 1,4 0,65 = 0,44,36 T = 303,15 1 0,44

351 = 44,155 K = 169,005 o C Koreksi temperatur keluar kompressor: Diketahui data udara (Chemcad 5..0) : T c = -40,7 o C = 3,45 K T r mean = = T1 T T c 303,15 44,155 3,45 = 1,603 P c = 37,46 atm = 37,740 bar P r mean = = P1 P P c 1,013,39 37,74 = 0,045 Kapasitas panas udara (Chemcad 5..0) : T1 T T mean = = 303,15 44,155 = 37,653 K

352 o C P = (3.01 / T) (1.484 / T) sinh(3.01 / ) cosh(1.484 / ) T T = 9.15,43 J/kmol.K = 9,15 kj/kmol.k Koreksi untuk tekanan dari Fig.3. (Coulson, 1983 hal 63) : Untuk T r = 1,603 dan P r = 0,045 maka : Cp - o C P = 0,6 kj/kmol.k

353 Sehingga : Cp = 0,6 + 9,15 = 9,385 kj/kmol.k Dari Fig.3.8. (Coulson, 1983 hal 76) : Untuk T r = 1,603 dan P r = 0,045 maka : z = 1 Dari Fig.3.9. (Coulson, 1983 hal 77) :

354 Untuk T r = 1,603 dan P r = 0,045 maka : x = 0,0 Dari Fig (Coulson, 1983 hal 78) : Untuk T r = 1,603 dan P r = 0,045 maka : y = 1