BAB IV PERANCANGAN UNIT PENGERING PABRIK TEKNOLOGI PENINGKATAN KUALITAS BATUBARA SKALA KOMERSIAL KAPASITAS 150 TON/JAM

BAB IV PERANCANGAN UNIT PENGERING PABRIK TEKNOLOGI PENINGKATAN KUALITAS BATUBARA SKALA KOMERSIAL KAPASITAS 150 TON/JAM 4.1. Peralatan yan Dirancan Peralatan-peralatan utama yan ada dalam unit penerin pabrik Teknoloi Peninkatan Kualitas Batubara skala komersial kapasitas 150 ton/jam (untuk selanjutnya disebut CCP) ditunjukkan dalam Gambar 4.1. Dalam ambar tersebut terlihat beberapa komponen bed penerin (plenum, pipa internal heater, dan distributor) serta pipa transfer padatan (standpipe) yan diunakan untuk menalirkan padatan ke dalam maupun ke luar bed. Peralatan yan akan dirancan dalam tulisan ini adalah silo sementara (TS), bed penerin (FB1 dan FB2), siklon (C1 dan C2), serta pipa transfer padatan (standpipe). Peralatan blower (B1 dan B2), flap ate (FG1 dan FG2), dan rotary valve (RF1) tidak dirancan tetapi dipilih dari peralatan yan dijual di pasaran. Peralatan-peralatan lain dalam Gambar 4.1 (yan tidak disebutkan di atas) tidak dirancan/ dipilih dalam tulisan ini karena pertimbanan beberapa hal (Tabel 4.1). 4.2. Metodoloi Perancanan Gambar 4.2 menunjukkan diaram alir perancanan awal unit penerin. Sebelum perancanan peralatan dilakukan, maka beberapa aspek rancanan dipilih berdasar kajian literatur dan kebutuhan rancanan unit penerin CCP. Peralatan yan pertama dirancan adalah silo sementara yan merupakan peralatan pertama dalam unit penerin yan dilewati batubara yan keluar dari subsistem penolahan awal. Perancanan silo sementara jua meliputi pemilihan beberapa komponen yan berada di antara silo sementara dan bed 1 yaitu rotary valve, flap ate, dan standpipe. Setelah eometri silo sementara didapatkan, maka perancanan bed penerin dapat dilakukan. Perancanan bed penerin meliputi perhitunan kondisi operasi dan eometri bed penerin (termasuk pipa internal 56

heater) serta kondisi operasi preheater tiap bed penerin. Kondisi operasi bed penerin sedapat munkin disesuaikan denan spesifikasi blower yan berhubunan denan bed tersebut. Kondisi operasi ketia rankaian unit penerin (subsistem penerin CCP) yan telah didapatkan, bersama denan beberapa peralatan dalam subsistem pembankit daya, kemudian disimulasi menunakan perankat lunak Cycle Tempo untuk menunjukkan keterkaitan rancanan antara kedua subsistem tersebut. Setelah simulasi dilakukan, maka perancanan awal siklon dan distributor tiap bed CCP dapat dilakukan. batubara basah dari cyclone pertama pneumatic conveyin three way valve (damper) TS RF1 batubara basah dari siklon kedua pneumatic conveyin + kumpulan batubara halus dari unit operasi lain A C1 FB1 FG1 RF2 SG1 P3 ke A standpipe three way valve (damper) B1 P1 FG2 FB2 C2 standpipe pipa internal heater distributor plenum FG5 SG2 P2 B2 FG3 FG4 batubara kerin ke hopper mesin briket Gambar 4.1. Peralatan utama unit penerin CCP. 57

Tabel 4.1. Peralatan dalam unit penerin yan tidak dirancan Peralatan preheater preheater flap ate rotary vane slide ate Simbol dalam Gambar 4.1 P1, P2 P3 FG5 RF2 SG1, SG2 Pertimbanan peralatan tidak dirancan dalam perancanan awal perancanan eometri peralatan dilakukan dalam tahap detil desain CCP. Dalam perancanan ini, hal yan dilakukan hanyalah penentuan kondisi operasi kedua preheater tersebut Perancanan peralatan memerlukan data hasil perancanan subsistem penolahan awal start Kebutuhan desain Kajian literatur Pemilihan desain Perancanan silo sementara Perancanan bed penerin Simulasi unit penerin dan beberapa peralatan dalam subsistem pembankit daya (simulasi perancanan) Perancanan siklon dan distributor bed selesai Gambar 4.2. Diaram alir perancanan 58

4.2.1 Kebutuhan Rancanan Kebutuhan rancanan merupakan dasar pemilihan rancanan dan dasar penyusunan perhitunan dalam perancanan peralatan. Kebutuhan rancanan unit penerin antara lain : 1. Kapasitas penolahan batubara total subsistem penerin CCP adalah 150 ton/jam denan kandunan air batubara masuk proses penerinan adalah 30% (terhadap massa kerin) dan bertemperatur 30 C. Proses penolahan batubara tersebut dibai menjadi 3 jalur proses paralel yan masinmasin dilayani oleh satu unit penerin. Jadi, kapasitas penolahan batubara tiap unit penerin adalah 50 ton/jam. 2. Proses penolahan batubara dalam unit penerin ditujukan untuk penerinan dan pemanasan batubara. Kondisi batubara saat keluar dari unit penerin adalah berkadar air 5% (terhadap massa kerin) dan bertemperatur 210 C. 3. Uap yan diperlukan untuk proses penerinan dan pemanasan batubara diusahakan serendah munkin. Kebutuhan uap tersebut dipenuhi oleh boiler yan ada dalam subsistem pembankit daya CCP. Sebaai catatan, kebutuhan uap untuk proses penerinan dan pemanasan batubara pada rancanan awal CPP adalah 0,7 k uap/k kandunan air batubara yan menuap. 4.2.2 Pemilihan Rancanan 1. Proses penerinan dan pemanasan batubara dilakukan dalam 2 tinkat proses menunakan 2 bed penerin yan berbeda. Meskipun demikian, eometri kedua bed penerin tersebut sedapat munkin dibuat serupa dan disusun satu sama lain seperti dalam Gambar 4.1. 2. Sketsa eometri bed penerin CCP ditunjukkan dalam Gambar 4.3. Ruan fluidisasi berupa kubus yan terletak dalam satu tabun. 2 sisi vertikal kubus yan salin berhadapan merupakan tempat pipa inlet dan pipa outlet batubara, sedan sisi vertikal lain merupakan tempat pemasanan pipa internal heater. Pipa internal heater yan diunakan berupa pipa horizontal yan disusun secara staered. 59

3. Diameter batubara saat menalami proses penerinan berkisar antara 0,6 1,5 mm denan diameter rata-rata 1 mm. 4. Kondisi uap dari boiler yan diunakan sebaai uap penerin ditentukan berdasar spesifikasi turbin yan diunakan CCP (turbin uap tipe impuls kondensin denan daya output 6 MW). Kondisi uap yan diunakan oleh unit penerin sama denan uap yan diunakan oleh turbin tersebut, yaitu uap bertemperatur 435 C denan tekanan 34,32 bar (lihat Lampiran B.4). 5. Tekanan maksimum proses fluidisasi dibatasi oleh spesifikasi flap ate. Flap ate yan diunakan dalam perancanan awal ini mampu menahan beda tekanan hina 30 psi [19]. 6. Kecepatan as fluidisasi merupakan salah satu parameter yan berperan dalam menentukan daerah fluidisasi (Gambar 4.4). Kecepatan uap penerin dalam bed penerin CCP diatur sedemikian rupa sehina proses fluidisasi batubara berada dalam daerah bubblin fluidized bed. Gambar 4.3. Geometri bed penerin 60

Gambar 4.4. Berbaai daerah fluidisasi [9] 4.2.3 Perancanan Silo Sementara Perancanan silo sementara ditujukan untuk mendapatkan eometri peralatan tersebut. Penentuan tersebut dilakukan berdasar: 1. pemilihan peralatan transfer padatan antara silo sementara dan bed penerin (rotary valve, flap ate, dan standpipe). Pemilihan ini akan mempenaruhi jumlah silo serta panjan dan lebar tiap silo tersebut 2. kapasitas penyimpanan silo sementara. Penentuan kapasitas penyimpanan silo sementara akan mempenaruhi waktu reaksi subsistem penolahan awal untuk menyesuaikan debit batubara yan masuk ke dalam silo sementara. Debit batubara yan masuk ke dalam silo sementara bervariasi terhadap waktu karena adanya variasi karakteristik batubara hasil proses size reduction dalam subsistem penolahan awal. 3. Rancanan diple siklon pneumatic conveyin pertama dalam subsistem penolahan awal CCP. Rancanan ini berpenaruh pada tini silo sementara. Dalam perancanan awal ini, rancanan diple siklon pneumatic conveyin 61

tersebut diasumsikan berjumlah satu buah dan lansun dihubunkan denan baian atas (baian inlet) silo sementara. Asumsi ini menyebabkan tini silo sementara yan didapat dari perancanan awal ini adalah tini silo maksimum (bila jumlah kaki silo sementara lebih dari satu, maka tini silo akan selalu lebih rendah dari tini silo yan didapat dari perancanan awal ini). Setelah silo sementara, jalur yan dilewati batubara sebelum masuk ke bed 1 adalah rotary valve, flap ate, dan standpipe. Rotary valve diperlukan untuk menatur aliran batubara ke dalam flap ate sekalius menurani beban penekanan pintu flap ate oleh batubara dalam silo sementara. Pemilihan rotary valve dilakukan berdasar spesifikasi dan jumlah flap ate yan diunakan. Pemilihan rotary valve tersebut akan menhasilkan ukuran outlet hopper silo sementara sedankan pemilihan flap ate akan menhasilkan ukuran standpipe. Sketsa bentuk silo sementara CCP ditunjukkan dalam Gambar 4.5. Kapasitas penyimpanan silo berantun pada berat material yan akan disimpan, tipe material yan disimpan, dan kondisi penunaan silo [13]. Kapasitas penyimpanan efektif silo, V E, dipenaruhi oleh kapasitas total silo (kapasitas eometri/ water capacity), V W, dan volume yan hilan dalam silo (loss volume), V L. Volume yan hilan tersebut dipenaruhi oleh lokasi dan jumlah titik masuk material (center of feedin dalam Gambar 4.5) dan anle of repose material yan disimpan( φ r ). Semakin banyak jumlah titik masuk material maka jumlah volume yan hilan akan semakin sedikit. Dalam perancanan awal ini, jumlah titik masuk batubara ke dalam silo sementara diasumsikan berjumlah satu sehina volume hilan silo sementara tersebut adalah volume hilan palin besar, atau dapat dikatakan bahwa ukuran silo sementara tersebut adalah ukuran silo terbesar. Untuk memperkecil ukuran silo sementara, maka jumlah titik masuk material ke dalam silo sementara perlu diperbanyak. Karena panjan dan lebar silo sementara berantun pada peralatan transfer padatan antara silo sementara dan bed penerin, maka silo sementara denan jumlah titik masuk material yan lebih banyak tersebut akan memiliki tini silo yan lebih rendah daripada tini silo sementara yan didapatkan dalam perancanan awal ini. 62

Kapasitas eometri silo 1 VW = BLH 2 + BLH 1..(4.1) 3 Loss volume silo kubus denan panjan sisi L 3 3 V = f L tanφ...(4.2) L silo Kapasitas penyimpanan efektif silo V = V V...(4.3) E W L r Gambar 4.5. Kapasitas efektif silo [13] Aliran padatan dalam silo sementara ditujukan untuk mendapatkan aliran mass flow. Terjadinya aliran mass-flow dalam suatu tempat penyimpanan padatan ditentukan oleh sudut inklinasi dindin hopper, α, serta satu sifat partikel lain yaitu hopper wall friction anle, φ r (Gambar 4.6). Besar sudut inklinasi dindin hopper dalam rancanan silo sementara CCP adalah 60. Penentuan sudut tersebut didasarkan pada penalaman dalam penelitian CUT sebelumnya. Besar φ r sulit ditentukan karena efek kehalusan dindin pada esekan partikel belum diketahui denan baik [13]. Dalam perancanan ini, besar sudut tersebut jua belum diketahui karena belum ada penujian sifat partikel tersebut. Meskipun demikian, dari [23], besar hopper wall friction anle untuk batubara halus (pulverised coal) pada dindin baja berkisar antara 15-18, sehina desain hopper silo sementara di atas masih memenuhi kriteria aliran mass flow (Gambar 4.6). Silo sementara CCP didesain untuk dapat menampun batubara seberat 12,5 ton. Kapasitas penyimpanan ini diharapkan dapat membantu dalam menatasi variasi debit batubara yan ditankap oleh siklon pneumatic conveyin pertama dalam subsistem penolahan awal CCP. Variasi debit batubara tersebut disebabkan oleh variasi karakteristik batubara ketika menalami proses size reduction dan pneumatic conveyin CCP. Variasi karakteristik tersebut akan menhasilkan distribusi ukuran partikel yan bervariasi sehina jumlah batubara yan ditankap oleh siklon pertama jua akan bervariasi. 63

Gambar 4.6. Batas mass flow dan funnel flow untuk wede-shaped hopper [13] 4.2.4 Perancanan Bed Penerin Untuk mendapatkan kondisi operasi dan eometri bed penerin CCP, perlu dilakukan suatu simulasi perhitunan untuk mendapatkan kondisi operasi penerinan dan pemanasan batubara palin optimum. Simulasi tersebut dilakukan denan menunakan spreadsheet Excel dan bantuan add-ins excel Fluidprop (untuk menevaluasi sifat fluida). Simulasi yan dilakukan meliputi evaluasi kondisi operasi terhadap proses pemanasan dan penerinan batubara dalam bed, eometri bed, serta proses fluidisasi dalam bed. Diaram alir perhitunan tiap bed CCP dalam perhitunan spreadsheet ditunjukkan dalam Gambar 4.7. Hal pertama yan dilakukan adalah penentuan kondisi input dan output batubara, antara lain penuranan kandunan air batubara, temperatur batubara masuk bed, dan tekanan bed. Asumsi eometri bed dan pipa internal heater diperlukan untuk lankah perhitunan selanjutnya (perhitunan kondisi fluidisasi). Geometri yan ditetapkan antara lain dimensi bed serta konfiurasi pipa-pipa internal heater. 64

mulai Kondisi input dan output batubara Asumsi eometri internal heater Perhitunan kondisi fluidisasi Perhitunan kondisi operasi bed penerin Perhitunan eometri internal heater Geometri yan didapat serupa denan asumsi eometri? tidak ya selesai Gambar 4.7. Diaram alir perhitunan bed penerin Kondisi fluidisasi dalam bed didapatkan dari perhitunan karakteristik fluidisasi sesuai denan daerah proses fluidisasi tersebut (Gambar 4.8). Ketika suatu bed yan terdiri dari partikel-partikel padatan dialiri denan as, maka as tersebut akan menalir melewati ruan antara partikel-partikel tersebut. Semakin tini kecepatan as tersebut, maka partikel akan bererak dari kondisi diamnya (bererak dari kondisi fixed bed dalam Gambar 4.8). Kondisi ketika aya esek antara partikel dan as seimban denan berat partikel disebut denan kondisi minimum fluidisasi [9]. Kecepatan as pada saat tersebut disebut denan kecepatan minimum fluidisasi. Ketika kecepatan as dinaikkan, maka terjadi 65

bubblin fluidization dimana terbentuk elembun-elembun as di dalam bed. Ketika kecepatan dinaikkan kembali, maka elembun akan tumbuh semakin besar dan bubblin bed akan berubah menjadi turbulent bed. Kecepatan dimana elembun mencapai diameter elembun maksimal yan stabil disebut sebaai U c. Ketika kecepatan tersebut terus dinaikkan, maka elembun besar tersebut akan pecah menjadi elembun yan lebih kecil dan terjadilah turbulent bed. Kecepatan pada saat tersebut disebut sebaai U k. Ketika U k dinaikkan terus, maka kecepatan as akan cukup untuk menankut batubara. Kecepatan transport padatan tersebut disebut sebaai U tr [9]. Gambar 4.8. Berbaai jenis daerah fluidisasi [9] Daerah fluidisasi dalam bed CCP adalah daerah bubblin fluidization. Untuk mendapatkan kondisi tersebut, berbaai parameter fluidisasi perlu ditentukan antara lain kecepatan minimum fluidisasi, U c, U k, dan U tr. Kecepatan tersebut didapat dari bilanan Reynold pada daerah fluidisasi yan terjadi, yaitu 1. Bilanan Reynold pada kecepatan minimum fluidisasi [24] 2 0,5 2 [( 28,7 + 0,0494 ) 28,97 ] Re mf = Ar...(4.4) 2. Bilanan Reynold saat U c [25] Re = 0,45 c 1,24 Ar...(4.5) 3. Bilanan Reynold saat U k [26] Re k = 16,31Ar 0,136 U t D 0,941 ; Ar 125...(4.6a) 66

Re k = 2,274Ar 0,419 4. Bilanan Reynold saat U tr [26] Re U t D 0,0015 ; Ar > 125...(4.6b) = 0,419 c 2,28Ar...(4.7) Kecepatan terminal partikel, U t dalam Persamaan 4.6a dan 4.6b adalah kecepatan dimana partikel tunal akan terankut oleh aliran as. Kecepatan ini berbeda denan kecepatan saat terjadi lean phase fluidization with pneumatic transport (U tr ) karena U tr berlaku untuk proses fluidisasi yan terdiri dari berbaai ukuran partikel. Persamaan yan diunakan untuk mendapatkan kecepatan terminal partikel tersebut adalah [27] dimana * U = U t t 1...(4.8) ( ) 3 ρ ρ p ρ 2 µ * 18 2.335 1. 744φ U t = + * 2 * 0,5 ( ) ( ) d p d p 1 ; 0,5 < φ < 1...(4.9) 1 * 3 d p = Ar...(4.10) Perhitunan parameter-parameter dalam Persamaan 4.3 sampai 4.9 memerlukan beberapa sifat batubara sebaai partikel yan difluidisasi (Tabel 4.2). Tabel 4.2. Sifat batubara yan diunakan dalam perhitunan karakteristik fludisasi Sifat Besar Sumber true density, ρ s 1111 k/m 3 [28] sphericity (pulverised coal) 0,73 [29] ( 1+ X ) ρ s densitas batubara basah ρ s [30] 1+ X ρ ms 67

Denan diketahuinya beberapa parameter fluidisasi, maka kecepatan uap fluidisasi (kecepatan operasi) dapat ditentukan. Kecepatan tersebut berada diantara kecepatan minimum fluidisasi dan U c. Dari kecepatan operasi dan luas penampan bed, maka laju aliran massa uap penerin dapat diketahui. Besaran tersebut diperlukan untuk perhitunan selanjutnya yaitu perhitunan kesetimbanan eneri bed. Eneri yan diperlukan proses (untuk pemanasan dan penerinan batubara dari kadar air X in ke kadar air X out ) dapat dinyatakan denan Q& req Ts, out T bed, sat Ts, out T s = + ( ) + + +, out m& s c p, sdt X in X out c p, wdt h f c p, vdt X out c T s, in Ts, in Tbed, sat Ts, in p, w dt T s, out Ts, out ( )( ) = m& s + + c p, sdt X in X out hw, T h s out w T X s in out c p wdt,,,,...(4.11) Ts, in Ts, in Penjelasan besaran-besaran dalam ruas kanan Persamaan 4.11 ditunjukkan dalam Tabel 4.3. Tabel 4.3. Besaran dalam Persamaan 1.1 m& s ( X X ) in out m& m& T s Besaran T s T bed, sat T c s, in X s, out c s, in p, w T out T p, s dt dt + h s, out c s, in p, w dt f + T T s, out c bed, sat p, v dt Penjelasan eneri untuk memanaskan batubara (tanpa kandunan air) eneri untuk memanaskan dan menuapkan kandunan air batubara eneri untuk memanaskan sisa kandunan air batubara Asumsi yan diunakan dalam penyelesaian Persamaan 4.11 antara lain : 1. Temperatur tiap partikel batubara dianap seraam (termasuk temperatur kandunan air) 2. Dalam bed 1, kandunan air yan menuap saat proses penerinan adalah free moisture. Pada tahap proses ini, seluruh partikel padatan akan terlapisi denan kandunan air batubara sehina temperatur batubara adalah temperatur jenuh air pada tekanan bed (termasuk temperatur keluar 68

batubara dari bed). Pada kondisi bed 2, kandunan free moisture diasumsikan telah habis sehina tidak semua lapisan batubara akan terlapisi denan denan kandunan air batubara. Kondisi ini menyebabkan temperatur keluar padatan dari bed 2 lebih besar daripada temperatur jenuh pada tekanan bed 2. 3. Sifat termodinamika fluida dalam bed dan internal heater dievaluasi berdasar tekanan masuk bed. 4. Temperatur keluar uap penerin (yan merupakan media fluidisasi) dari bed sama denan temperatur keluar padatan. Hal ini disebabkan karena tininya efektivitas kontak uap penerin dan padatan dalam proses fluidisasi. Asumsi ini jua diperkuat denan hasil kalkulasi prediksi volume bed yan diperlukan untuk mencapai kesetimbanan termal antara bed dan padatan yan jauh lebih kecil dari volume proses fluidisasi [30] 5. Kalor jenis batubara dianap konstan (c p,s = 1260 kj/k K [10]) Eneri yan diperlukan dalam Persamaan 4.11 seluruhnya dipenuhi dari penurunan kalor uap penerin (Persamaan 4.12) dan penurunan kalor uap internal heater (Persamaan 4.13). ( h h ) Q m, in, out = &...(4.12) ( h h ) Q ih mih ih, in ih, out = &...(4.13) Denan diketahuinya kondisi input dan output internal heater, maka perhitunan eometri internal heater dapat dilakukan. Penurunan kalor yan dialami fluida dalam internal heater harus memenuhi persamaan Q & ih = U. A. LMTD...(4.14) Koefisien perpindahan panas total, U, dalam Persamaan 4.14 didapatkan dari persamaan 1 U = h 1 bed ih d pipe, out d + R f, bed pipe + ln 2k pipe d pipe, out pipe, in d + d pipe, out pipe, in R f, pipe ih + d d pipe, in pipe, out...(4.15) h ih pipe 69

Besar koefisien perpindahan panas bed ke permukaan pipa internal heater (pipa horizontal) didapatkan dari persamaan [31] h bed, ih k d pipe 420 ρ s = Pr ρ ρ s untuk Re ρ p µ 2 ρ d 2 s 3 p 2250 0,3 d pipe U µ ρ 0,3...(4.16a) atau h bed, ih k d pipe ( 1 ε ) 0,3 0,66 Pr ρ s = ρ ε ρ s untuk Re p < 2250 ρ 0,44 d pipe U µ ρ 0,44...(4.16b) Komponen lain dalam koefisien perpindahan panas total internal heater adalah koefisien perpindahan panas di dalam pipa internal heater. Profil temperatur bed dan fluida internal dalam bed penerin CCP ditunjukkan dalam Gambar 4.9. Titik 1 merupakan titik masuk fluida internal heater ke dalam pipa internal heater, sedan titik 4 merupakan titik keluar fluida internal heater dari pipa internal heater. Dalam Gambar 4.9 tersebut, terlihat bahwa internal heater terdiri dari 3 daerah denan koefisien konveksi yan berbeda, yaitu daerah 1-2, daerah 2-3, dan daerah 3-4. Daerah 1-2 dan daerah 3-4 adalah daerah dimana fluida internal heater menalami penurunan temperatur sedan daerah 2-3 adalah daerah dimana fluida internal heater menalami kondensasi. Koefisien perpindahan panas dalam baian internal heater yan menalami penurunan temperatur dapat didekati denan Persamaan Dittus-Boetler [32] h ih pipe k ih d pipe = 0,8 0,4 0,023Re ih Prih...(4.17) Pada baian internal heater yan berkondensasi, persamaan koefisien perpindahan panas yan diunakan berantun pada jenis aliran 2 fasa (stratified atau annular) yan terjadi dalam semen pipa internal heater yan dievaluasi. Kriteria jenis aliran yan terjadi dalam pipa dan persamaan yan diunakan dalam perhitunan koefisien perpindahan panas ditunjukkan dalam Tabel 4.4. 70

Tih,in temperatur Tih,sat Tih,out Tbed 1 2 3 4 Posisi sepanjan pipa internal heater Gambar 4.9. Profil temperatur fluida internal heater dan bed Kriteria Tabel 4.4. Jenis aliran dan persamaan kondensasi dalam pipa Jenis aliran Persamaan yan diunakan ( ρ ρ ) Sumber persamaan U * ρl l v G 0,5 stratified 0,76kl..(4.18a) [33] µ LΓh 0,5 0,5 U * k + G 1,5 annular l 0,8 0,43 J in J out 0,021 Re Pr...(4.18b) [33] di 2 0,5<U * * G < 1,5 transisi han + ( U G 1, 5)( han hstra )...(4.18c) [32] Keteranan : 0,5 U * G ρ U G = = parameter Wallis...(4.19) D ρ ρ 0, [ ( )] 5 l ρl ρv J = 1 + x...(4.20) ρv Perhitunan koefisien perpindahan panas dalam daerah fluida internal heater yan berkondensasi dilakukan denan membai pipa internal heater dalam 20 semen pipa dimana pada tiap semen pipa, kualitas uap dalam internal heater turun sebesar 0.05. Pada tiap semen pipa tersebut, koefisien perpindahan panas fluida internal heater didapatkan denan menunakan Persamaan 4.18 hina 4.20 sehina didapatkan koefisien perpindahan panas total, U. Selain koefisien tersebut, penurunan kalor fluida internal heater pada tiap semen pipa tersebut jua dianalisis. Denan didapatkannya koefisien perpindahan panas total (U) dan 71

penurunan kalor fluida internal heater ( Q & ), maka panjan pipa internal heater yan diperlukan jua akan didapat. Komponen lain dalam koefisien perpindahan panas total internal heater ke bed adalah konduktivitas termal pipa dan dimensi pipa. Konduktivitas termal pipa dalam perancanan ini diasumsikan sebesar 45 W/mK [32], sedankan dimensi pipa menacu pada standar pipa komersial schedule 40 [34]. Komponen terakhir dalam koefisien perpindahan panas total internal heater adalah hambatan foulin yan ada di permukaan dalam dan luar pipa internal heater. Besar hambatan foulin antara permukaan luar pipa internal heater dan bed diasumsikan sebesar 9.10-4 m 2 K/W. Nilai ini adalah besar hambatan foulin untuk aliran uap proses. Besar hambatan foulin antara permukaan dalam pipa internal heater dan fluida internal heater berantun pada kondisi fluida internal heater tersebut. Ketika fluida menalami penurunan temperatur, besar hambatan foulin adalah 9.10-4 m 2 K/W sedan untuk fluida yan berkondensasi adalah 1,75.10-4 m 2 K/W [32]. 4.2.5 Simulasi Perancanan Simulasi yan dilakukan dalam tahap perancanan ini adalah simulasi kondisi operasi unit penerin dan subsistem pembankit daya denan menunakan perankat lunak Cycle Tempo. Asumsi yan diunakan dalam simulasi tersebut adalah Kondisi tunak Temperatur partikel batubara yan seraam Kandunan air batubara yan menuap adalah kandunan free moisture Penurunan tekanan dalam bed diwakili denan penunaan sebuah katup penurun tekanan Kondisi batubara dan uap penerin saat keluar bed memiliki temperatur yan sama Skema simulasi kondisi operasi tiap bed dalam unit penerin CCP ditunjukkan dalam Gambar 4.10. Arti simbol-simbol dalam Gambar 4.10 ditunjukkan oleh Gambar 4.11. Dalam Gambar 4.10, sebaian batubara dipanaskan oleh uap internal heater (A1 ke A3) sedankan sisa batubara tersebut 72

(A2 ke A4) dipanaskan oleh uap penerin bed yan selalu disirkulasi oleh blower dan dipanaskan kembali oleh preheater. Pembaian aliran massa jua diberlakuan pada kandunan air batubara yan tidak menuap (B1 dan B2) dan kandunan air batubara yan menuap (C1 dan C3). Kedua kandunan air tersebut dipisahkan karena kandunan air batubara yan tidak menuap hanya menalami kenaikan temperatur sedankan kandunan air batubara yan menuap menalami kenaikan temperatur dan perubahan fasa. Kandunan air batubara yan menuap tersebut kemudian diabunkan untuk disirkulasi kembali melewati blower. Three way valve / damper dalam Gambar 4.10 diunakan untuk memisahkan kelebihan uap sirkulasi bed yan berasal dari kandunan air batubara yan menuap, sedan katup penurunan tekanan ditujukan untuk mewakili kondisi penurunan tekanan yan terjadi dalam bed. Setelah simulasi seperti dalam Gambar 4.10 dilakukan pada bed 1 dan bed 2, simulasi tersebut kemudian dilanjutkan denan penambahan peralatan dalam unit pembankit daya. Skema simulasi unit penerin dan subsistem pembankit daya ini ada dalam Lampiran E. Tujuan dari dilakukannya simulasi tersebut adalah peninterasian rancanan ketia unit penerin CCP denan subsistem pembankit daya sekalius untuk mendapatkan Gambaran proses-proses utama dalam pabrik. Hasil simulasi tersebut ditunjukkan dalam Lampiran E. 4.2.6 Perancanan Siklon Funsi utama siklon dalam unit penerin CCP adalah Memisahkan batubara yan masih terbawa oleh uap fluidisasi keluar bed Melinduni komponen-komponen atau peralatan yan ada setelah siklon, yaitu three-way valve / damper, blower, plenum dan distributor bed penerin, serta internal heater bed lain yan akan dialiri sebaian as keluaran siklon. Bila as menandun padatan dalam jumlah besar, maka padatan tersebut dapat merusak komponen-komponen atau peralatan yan disebutkan di atas. 73

Gambar 4.10. Skema simulasi Cycle Tempo bed 2 Gambar 4.11. Beberapa simbol dalam perankat lunak Cycle Tempo Faktor utama yan berperan dalam pemilihan rancanan siklon adalah debit uap masuk siklon, beban padatan, dan ketersediaan ruan untuk siklon (terutama ketinian). Uap yan masuk ke dalam siklon merupakan uap yan keluar dari bed penerin. Uap tersebut memiliki debit yan besar sehina siklon 74

yan diunakan adalah siklon paralel tetapi denan menunakan satu hopper kaki siklon (tempat penumpulan batubara) yan sama (Gambar 4.12). (a) Gambar 4.12. (a) Cyclone tipe reverse flow, (b) Multiple parallel cyclone [35] (b) Siklon yan diunakan unit penerin merupakan siklon tipe reverse flow (Gambar 4.12). Dalam perancanan ini, desain siklon yan diunakan adalah desain siklon standar (Tabel 4.7) karena belum ada data yan dapat diunakan dalam penentuan beban siklon (laju aliran massa partikel dan distribusi ukuran partikel yan masuk ke dalam siklon). Nomenklatur dimensi dalam Tabel 4.5 tersebut ditunjukkan dalam Gambar 4.12. Tabel 4.5. Dimensi standar siklon [35] 75

Kurva performansi siklon standar dalam Tabel 4.5 pada kondisi tes standar ditunjukkan dalam ambar 4.13. Kurva performansi tersebut dapat diubah menjadi kurva performansi untuk siklon yan memiliki dimensi dan kondisi operasi yan berbeda denan siklon standar tersebut, yaitu denan menunakan Persamaan 4.21 untuk tiap efisiensi pemisahan padatan siklon. Kondisi standar yan diunakan untuk menevaluasi Persamaan 4.21 ditunjukkan dalam Tabel 4.6. d p, ds = d p, std d d siklon, ds siklon, std 3 Q Q std ds ( ρ s ρ ) ( ρ ρ ) s std ds µ µ ds std 0,5...(4.21) Gambar 4.13. Kurva performansi siklon Stairmand hih-efficiency pada kondisi standar [33] Tabel 4.6. Dimensi dan kondisi operasi siklon standar dalam Persamaan 4.21 [33] Dimensi/ kondisi operasi Besar Diameter siklon 0,203 m Debit as 223 m 3 /jam Beda densitas padatan-as 2000 k/m 3 Viskositas as 0,018 mns/m 2 4.2.7 Perancanan Distributor Distributor merupakan komponen yan diunakan untuk menalirkan uap fluidisasi dari plenum bed ke ruan fluidisasi. Rancanan distributor tersebut 76

menentukan kondisi elembun yan terjadi di dalam bed sehina jua berpenaruh pada kondisi fluidisasi dalam bed. Gambar 4.14 menunjukkan beberapa tipe distributor bed. Gambar 4.14. Beberapa tipe distributor [9] Perancanan distributor bed dimulai denan pemilihan bentuk distributor bed yan akan diunakan. Pemilihan bentuk tersebut didasarkan pada pertimbanan ukuran bed, tinkat penurunan tekanan uap yan terjadi di distributor, dan penetrasi jet yan terjadi pada tempat keluar as dari distributor (Gambar 4.15). Dari keempat tipe distributor dalam Gambar 4.14, distributor yan palin cocok diunakan untuk CCP adalah distributor tipe bubble cap. Penunaan distributor tipe perforated plate pada bed CCP yan lebar akan memerlukan konstruksi yan kompleks. Tipe distributor sparer biasanya tidak memberikan distribusi as yan baik untuk bed yan lebar, sedankan tipe distributor conical rid biasanya diunakan untuk bed yan tini. Penetrasi jet adalah penetrasi aliran as dari distributor ke dalam bed. Penetrasi jet yan salin bertabrakan antara 2 distributor yan bersebelahan dapat menyebabkan penabunan elembun sehina proses fluidisasi menjadi kuran baik. Panjan L hor dalam Gambar 4.15 dapat didekati denan persamaan [36] L d hor h = 5.25 ρ p ρ U 2 h ( 1 ε ) mf d p 0.4 ρ ρ p 0.2 d d p h 0.2... (4.22) Panjan penetrasi jet untuk orientasi luban rid lain (orientasi ke atas dan ke bawah) dapat didekati denan persamaan [36] L 2L 3L... (4.23) up hor down 77

Dari Persamaan 4.23, dapat dilihat bahwa orientasi distributor yan memiliki penetrasi jet palin pendek adalah distributor denan orientasi jet ke bawah. Meskipun demikian, penurunan tekanan pada distributor denan orientasi ke bawah umumnya lebih besar dibandin denan distributor denan orientasi lain [36]. Gambar 4.15. Penetrasi jet pada luban distributor pada berbaai orientasi luban [9] Dari pertimbanan-pertimbanan di atas, maka distributor yan dipilih untuk distributor bed CCP adalah distributor tipe bubble cap. Perancanan jumlah dan ukuran distributor tersebut ditentukan denan metoda trial and error. Jumlah dan ukuran distributor ditentukan secara kasar untuk kemudian dianalisis penurunan tekanan as yan terjadi dan penetrasi jet yan terjadi. Pedoman desain yan umum diunakan dalam penentuan besar penurunan tekanan as melewati distributor tipe bubble cap adalah [36] P < 0. 3...(4.23) d P bed Selain distributor, posisi pipa inlet uap penerin ke dalam plenum bed jua memiliki peran pentin dalam menhasilkan aliran seraam di antara distributor bed. Posisi inlet pipa uap penerin CCP ditunjukkan dalam Gambar 4.16a. Posisi tersebut lebih direkomendasikan dibandin penunaan pipa inlet seperti dalam Gambar 4.16b karena pada posisi ini, as cenderun melewati distributor yan terletak di baian tenah [36]. 78

4.3 Hasil Perancanan Perhitunan perancanan silo sementara, bed penerin, siklon, dan eometri awal distributor CCP dilakukan denan menunakan suatu spreadsheet. Output perhitunan tersebut adalah suatu lembar perhitunan yan ada dalam Lampiran C. Kondisi operasi tiap bed penerin dari lembar perhitunan tersebut diunakan sebaai dasar simulasi unit penerin-subsistem pembankit daya CCP denan menunakan perankat lunak Cycle Tempo (Lampiran D). Gambar 4.16. Konfiurasi pipa inlet plenum dari sampin, (a) Horizontal-vertikal (ke bawah); (b) Horizontal-vertikal (ke atas) [9] Penjelasan berikut merupakan rinkasan dari hasil perhitunan atau simulasi yan telah dilakukan dalam tulisan ini. Rinkasan ini nantinya akan dianalisis dalam Bab V. 4.3.1 Rotary Valve dan Flap Gate Tabel 4.7 menunjukkan spesifikasi dan jumlah rotary valve maupun flap ate yan berada di antara silo sementara dan bed 1. Dalam tabel tersebut terlihat bahwa kapasitas operasi flap ate pada kondisi rancanan lebih kecil daripada kapasitas operasi flap ate berdasar katalo. Hal ini disesuaikan denan rekomendasi pabrik pembuat flap ate dimana kapasitas operasi flap ate pada kondisi rancanan sebaiknya berkisar antara 60 80% dari kapasitas operasi flap ate yan ada dalam katalo. Spesifikasi dan jumlah flap ate dalam Tabel 4.7 79

jua merupakan spesifikasi dan jumlah flap ate yan terletak diantara bed 1 dan bed 2. Tabel 4.7. Spesifikasi dan jumlah rotary valve dan flap ate Besaran Rotary Valve Flap Gate Pembuat Donaldson Torit Plattco Model CI machined model 8 H series pneumatic 18 Kapasitas operasi (berdasar katalo) 528 cfh 540 cfh Kapasitas operasi (kondisi rancanan) 475 cfh 475 cfh Jumlah 3 buah 3 buah 4.3.2 Silo Sementara Tiap rotary valve dalam Tabel 4.7 disuplai oleh 1 hopper silo sementara. Bentuk silo sementara yan diunakan adalah silo sementara kubus denan ukuran outlet hopper yan sama denan inlet rotary valve yan ada dalam Tabel 4.7. Tabel 4.8 menunjukkan rinkasan hasil rancanan tiap silo sementara sedan Gambar 4.17 menunjukkan eometri tiap silo sementara. Tabel 4.8. Hasil rancanan silo sementara Besaran Hara Satuan Jumlah 3 buah volume efektif 3,366 m 3 volume eometrik 7,978 m 3 kapasitas penyimpanan 4,167 ton ukuran inlet silo * * ukuran outlet silo 0,254 x 0,254 m Keteranan : *) disesuaikan denan desain siklon pertama pneumatic conveyin dalam subsistem penolahan awal 4.3.3 Bed Penerin Hasil perancanan bed penerin dapat dibai menjadi 2 baian, kondisi operasi bed dan beberapa parameter proses. Kondisi operasi bed 1 ditunjukkan dalam Tabel 4.9 sedan kondisi operasi bed 2 ditunjukkan dalam Tabel 4.10. Beberapa parameter proses pemanasan dan penerinan dalam bed dan bed 2 ditunjukkan dalam Tabel 4.11. 80

Gambar 4.17. Geometri tiap silo sementara (satuan dalam mm) (potonan) 81

Tabel 4.9. Kondisi operasi bed 1 6 2 4 Skema No. Material/fluida 1 3 5 P (bar) T ( C) m& (k/s) 1 batubara (basah) 1,7 30 13,889 2 batubara (kerin) 1,7 120 12,821 3 uap 3,4 210 1,603 4 air (kondensat) 3,4 130 1,603 5 uap 1,7 148 17,670 6 uap 1,7 120 18,739 Tabel 4.10. Kondisi operasi bed 2 6 2 4 Skema No. Material/fluida 1 3 5 P (bar) T ( C) m& (k/s) 1 batubara (basah) 3,4 120 12,821 2 batubara (kerin) 3,4 210 11,218 3 uap 34,32 435 1,285 4 air (kondensat) 34,32 220 1,285 5 uap 3,4 260 21,539 6 uap 3,4 210 23,142 Tabel 4.11. Beberapa parameter rancanan bed 1 dan bed 2 Parameter satuan Bed 1 Bed 2 diameter tanki m 7 7 panjan sisi ruan fluidisasi m 4,9 x 5 4,9 x 5 tini ruan fluidisasi m 2.45 2 diameter pipa internal heater in 1 1½ jarak antar pipa mm 120 193 jumlah pipa buah 615 168 luas permukaan perpindahan panas m 2 317 125 penuranan kandunan air batubara % 10 15 kecepatan operasi fluidisasi m/s 0,768 0,740 fraksi koson bed rata-rata - 0,721 0,692 koefisien perpindahan panas bed ke internal heater W/m 2 K 6001 7804 diameter pipa inlet batubara in 18 18 jumlah pipa inlet batubara buah 3 3 diameter pipa outlet batubara in 18 18 jumlah pipa outlet batubara buah 3 3 82

4.3.4 Preheater Bed Penerin Skema hasil simulasi tiap unit penerin ditunjukkan dalam Lampiran D.1. Simulasi tersebut menhasilkan antara lain kondisi operasi preheater tiap bed (Tabel 4.12 dan Tabel 4.13), kondisi operasi steam drum dalam unit penerin (Tabel 4.14), dan kondisi input-output tiap unit penerin (Tabel 4.15). Tabel 4.12. Kondisi operasi preheater bed 1 Skema No. Material/fluida P (bar) T ( C) m& (k/s) 4 2 1 1 uap 3,5 120 17,670 2 uap 3,5 148 17,670 3 uap 34,32 214 0,466 4 air 34,32 140 0,466 3 Tabel 4.13. Kondisi operasi preheater bed 2 Skema No. Material/fluida P (bar) T ( C) m& (k/s) 4 2 1 1 uap 1,7 210 21,539 2 uap 1,7 260 21,539 3 uap 34,32 435 1,338 4 uap 3,4 241 1,338 3 Tabel 4.14. Kondisi operasi steam drum unit penerin Skema No. Material/fluida P (bar) T ( C) m& (k/s) 1 uap (campuran) 34,32 241 1,338 2 uap (jenuh) 34,32 241 0,466 3 Kondensat 34,32 241 0,872 4.3.5 Peralatan dalam Subsistem Pembankit Daya Skema hasil simulasi ketia unit penerin (subsistem penerin) dan subsistem pembankit daya ditunjukkan dalam Lampiran D.3. Dalam skema 83

tersebut, ketia unit penerin dianap sebaai source (karena ada aliran campuran uap dan uap dari unit penerin menuju subsistem pembankit daya) dan jua dianap sebaai sebuah sink (karena unit penerin memerlukan uap dari boiler dalam subsistem pembankit daya untuk proses pemanasan dan penerinan). Alasan adanya penyederhanaan simulasi ketia unit penerin seperti disebutkan diatas adalah karena adanya keterbatasan jumlah peralatan yan dapat disimulasi denan menunakan perankat lunak Cycle Tempo. Tabel 4.15. Kondisi input-output tiap unit penerin Skema No. Material P (bar) T ( C) m& (k/s) Keteranan 1 Batubara 1 30 13,889 2 Batubara 3.4 210 11,218 3 Uap 34,32 435 2,623 4 Uap (campuran) 20 241.44 2,623 5 Kondensat 3,4 130 1,603 6 Uap 1,7 120 1,069 Batubara denan kandunan air 30% (terhadap massa kerin) Batubara denan kandunan air 5% (terhadap massa kerin) Berasal dari boiler dalam subsistem pembankit daya Dialirkan menuju subsistem pembankit daya Berasal dari kandunan air batubara yan menuap dan dialirkan menuju subsistem penolahan air Berasal dari kandunan air batubara yan menuap dan dialirkan menuju subsistem pembankit daya Dari Tabel 4.14, terlihat bahwa jalur nomor 4 dan 6 masih dapat diunakan sebaai pemanas feedwater boiler. Jalur uap nomor 6 diunakan untuk memanaskan feedwater keluaran kondensor turbin (komponen nomor 3 dalam Lampiran D.3) hina mencapai temperatur jenuh deaerator. Feedwater tersebut 84

kemudian dialirkan ke deaerator (tidak dimasukkan dalam simulasi di Lampiran D.3) untuk penuranan kandunan as terlarut. Feedwater keluaran deaerator kemudian dipompa hina mencapai tekanan boiler dan dipanaskan denan menunakan uap dari jalur nomor 4 dalam Tabel 4.14. Karena berasal dari uap boiler, maka uap dari jalur nomor 4 dapat lansun dipompa kembali ke boiler. Kondisi operasi kedua penukar panas diatas ditunjukkan dalam Tabel 4.16 dan Tabel 4.17. Tabel 4.16. Kondisi operasi penukar panas setelah kondensor dalam subsistem pembankit daya CCP Skema No. Material/fluida P(bar) T( C) m& (k/s) 4 2 1 1 air 1,4 39 8,055 2 air 1,4 109 8,055 3 uap 1,7 120 3,207 4 Uap (campuran) 1,7 115 3,207 3 Tabel 4.17. Kondisi operasi penukar panas setelah deaerator dalam subsistem pembankit daya Skema No. Material/fluida P (bar) T( C) m& (k/s) 4 2 1 1 air 34,32 109 16,089 2 air 34,32 193 16,089 3 air 18 212 8,034 4 air 18 130 8,034 3 4.3.6 Blower Blower yan diunakan tiap bed penerin dipilih berdasar kebutuhan debit dan penurunan tekanan yan terjadi dalam siklus uap penerin (Tabel 4.18). Tabel 4.19 menunjukkan spesifikasi blower yan diunakan. Katalo blower yan diunakan tersebut ada dalam lampiran B.5. Besarnya debit yan harus ditanani blower menyebabkan blower yan diunakan disusun secara paralel seperti yan ditunjukkan dalam Gambar 4.18. 85

Tabel 4.18. Tekanan yan harus disuplai blower Faktor penurunan tekanan Satuan Bed 1 Bed 2 bed Pa 5243 4771 distributor Pa 1573 1431 siklon Pa 54 76 komponen lain Pa 1000 1000 total Pa 7870 7278 Keteranan : *) Yan dimaksud komponen lain adalah preheater bed, three way valve/damper, dan jalur perpipaan uap penerin Tabel 4.19. Spesifikasi blower yan diunakan CCP Spesifikasi Satuan Bed 1 Bed 2 Jumlah buah 3 2 Manufakturer - Spencer Turbine Spencer Turbine Company Company Jenis - Multistae Multistae centrifual blower centrifual blower Model - 50 series 50 series Daya tiap blower* HP 150 150 Debit tiap blower CFM 13000 15000 Keteranan : *) karena hanya ada data daya blower maksimum untuk jenis blower tertentu dan tidak ada data kurva performansi blower maka kebutuhan daya tiap blower diasumsikan sama (besar daya tersebut hanya diunakan untuk perkiraan kebutuhan daya). Gambar 4.18. Susunan blower bed 1 (kiri) dan blower bed 2 (kanan) dalam unit penerin CCP 86

4.3.7 Siklon Dimensi siklon tiap bed ada dalam Lampiran C.2 dan Lampiran C.3. Prediksi efisiensi dari tiap siklon tersebut ditunjukkan dalam Gambar 4.19. Dari ambar tersebut, dapat dilihat bahwa siklon bed 1 mampu menankap partikel batubara berukuran lebih dari 116 µm sedan siklon bed 2 mampu menankap batubara berukuran lebih dari 126 µm. 120 100 efisiensi (%) 80 60 40 20 0 siklon bed 1 siklon bed 2 0 15 30 45 60 75 90 105 120 135 ukuran partikel (mikrometer) Gambar 4.19. Prediksi efisiensi tiap siklon bed penerin. 4.3.7 Kebutuhan Unit Penerin Rincian kebutuhan daya tiap unit penerin CCP ditunjukkan dalam Tabel 4.20. Kebutuhan daya tersebut disusun berdasar katalo peralatan yan akan diunakan unit penerin CCP. Tabel 4.20. Kebutuhan daya peralatan utama unit penerin Peralatan Jumlah (buah) Daya Satuan (kw) Daya Total (kw) Rotary valve 3 0.373 1,12 Blower bed 1 3 112 336 Blower bed 2 2 112 224 total 561,12 Dari hasil simulasi tiap unit penerin menunakan proram Cycle Tempo, terlihat bahwa kebutuhan uap untuk proses penerinan dan pemanasan 87

batubara dalam tiap unit penerin adalah 2,623 k/s. Uap tersebut diunakan untuk menurani kandunan air batubara sebesar 25% (terhadap massa kerin), atau denan kata lain, kebutuhan uap unit penerin adalah 0,982 k uap/k kandunan air batubara yan menuap. Simulasi ketia unit penerin dan subsistem pembankit daya dalam Lampiran D.3 menunakan boiler denan efisiensi 100%. Kebutuhan kalor boiler tersebut adalah 52,1 MW. Bila diasumsikan bahan bakar boiler tersebut adalah batubara biasa denan nilai kalor 4500 kcal/k (18841 kj/k) dan efisiensi boiler adalah 80%, maka kebutuhan batubara CCP adalah 52100.64 m& k ton bb = = 3,457 = 12, 444 ( 0,08)( 18841) s jam 88