Pertimbangan : - Mempunyai allowable stress cukup besar 12.650psi
- Tahan terhadap korosi 0,05 Sulfur Acid - Temperatur Operasi -28°C
– 343,33°C Brownell, Young, 1959
Kondisi Operasi : Temperatur
: 308,15 K Tekanan
: 1 atm
d D
h H
Gambar C.25. Feeder CONH
2
a. Menentukan Kapasitas Storage
Tabel C.33. Komponen bahan di dalam storage Komponen
Massa kg kmol
Wi ρi kgm
3
wiρi CONH
2
1722,94 28,68
0,99 1022,18
9.71E-04
H
2
O 12,58
0,698 0,01
885,45
8.18E-06
Total 1735,522
1
9.79E-04
i
wi
1
Coulson, 1983:238
ρ =
04 -
9.79E 1
= 1021,040 kgm
3
= 63,7413 lbft
3
Waktu tinggal = 0,25 jam
W = kapasitas x waktu tinggal = 1735,522 kgjam x 0,25 jam
= 433,88 kg Volume padatan =
W
=
3
1021.040 433,88
m kg
kg
= 0,4249 m
3
= 15,01 ft
3
Over design : 20 V = 1,2 x 0,4249 m
3
= 0,510 m
3
= 18,01 ft
3
b. Menentukan Dimensi Storage
V
tot
= V shell + V konis terpancung V
shell
= ¼ π D
2
H V
konis
= π h12 D
2
+ D.d + d
2
Wallas, 1988: 627 Dimana :
D = diameter shell, ft d = diameter ujung konis, ft
H = tinggi shell, ft H = tinggi konis, ft
= sudut konis h =
2 d
D tg
Hesse, Pers 4-17: 92
Diketahui angle of repose sudut gelinding zat = 40
o
Tabel 5.3, Hal: 79, Walas, 1988. Angle of repose
akan mempengaruhi kemiringan pada bagian conical
. Pada perhitungan ini diambil nilai = 40
o
, karena pada kemiringan tersebut, padatan masih bisa menggelinding.
h = 2
40 d
D tg
= 419
, d
D
maka V konis = 0,262h D
2
+ D.d + d
2
V konis = 0,262 x 0,419D - d D
2
+ D.d + d
2
V konis = 0,131 x D
3
– d
3
Diketahui bahwa : 4
d
D Ludwig,
Hal.165 d = D4
maka, V
tot
= V
konis terpancung
+ V
shell
Diambil HD = 2 Tabel 4.27. Ulrich, 1984:248
V
tot
= 0,110 x D
3
- D4
3
+ ¼ x π x D
2
x 2D V
tot
={0,110 x D
3
-D4
3
}+ 0,25 x π x 2D
3
18,01 ft
3
= 0,110 x D
3
-D4
3
+ 1,5714 D
3
18,01 ft
3
= 1,686 D
3
D
3
= 8,299 ft
D = 2,02 ft =
24,29 in = 0,62 m
H = 4,05 ft =
48,59 in = 1,24 m
D = 1,01 ft = 12,14 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 2,02
3
– 1,01
3
= 0,951 ft
3
V
shell
= ¼ π D
2
H = ¼ x 3,14 x 2,02
2
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 = Hs
x D
x 4
2
14,05 ft
3
= Hs
. 02
, 2
4 14
, 3
2
H
s
= 3,2930 ft Tinggi CONH
2
di storage = H
s
+ h = 3,293 ft + 0,50 ft
= 3,79 ft
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 2. Tekanan didalam feeder hanya terjadi karena akibat gaya gravitasi
yaitu berupa tekanan hidrostatik saja.
P abs = P operasi + P hidrostatis dimana P hidrostatis =
144 1
h
Pers 3.17. Brownell, 1959:46
P abs = 14,7 +
144 1
79 ,
3 63,7413
P abs = 17,35 psi
Tekanan desain 5-10 di atas tekanan kerja normalabsolut. 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
C P
6 ,
E .
f ri
. P
t
s
Pers 14.31 Brownell, 1959:275
Dimana : t
s
= Tebal shell, in P = Tekanan dalam tangki
f = Allowable stress = 12.650 psi Tabel 13.1 Brownell,1959:251 ri = Jari-jari dalam storage
E = Efisiensi pengelasan = 80 0,8 tipe double welded butt joint Tabel 13.2 Brownell,1959:254
c = Faktor korosi = 0,125 10 tahun Tabel 6, Timmerhaus,1991:542
t
s
= 08
, 19
6 ,
- 0,8
12.650 24,292
x 19,08
+ 0,125 = 0,1479 in diambil tebal standar = 316 in
e. Tebal Dinding Konis Storage, tc
Kemiringan konis = = 40
o
C P
6 ,
E .
f cos
2 D
. P
tc
Pers 6.154. Brownell
Young,1959:118 =
125 ,
08 ,
19 6
, -
0,8 4012.650
2cos 24,29
19,08
= 0,1875 in diambil tebal standar = 316 in
Tabel C.34. Spesifikasi Alat Feeder
Alat Feeder
Fungsi Menampung sementara dan mengumpankan CONH
2
padat menuju MT-101 Kapasitas
433,88 kg Dimensi
Diameter shell D Diameter konis bawah d
Tebal shell t
s
Tebal konis t
c
= =
= =
2,02 1,01
0,1875 0,1875
ft ft
in in
Tinggi storage Ht =
4,05 ft Tekanan Desain
19,08 psi Bahan konstruksi Carbon Steel SA-283 Grade C
Jumlah 1 Buah
16. Mixing Tank MT-101
Fungsi : Tempat mencampurkan CONH
2
dan H
2
O sehingga diperoleh larutan CONH
2
untuk umpan Reaktor RE- 202
Jenis : Vessel vertikal dengan pengaduk
Bahan Konstruksi : SA-167 Grade 11 Type 316 18 Cr, 10 Ni, 2 Mo Pertimbangan
: - Mempunyai allowable stress cukup besar 18.750 psi - Tahan terhadap korosi
Tekanan : 1 atm
Air Asam Fosfat
Out
Gambar C.26. Mixing Tank
Tabel C.35. Input MT-101
Komponen kgjam
kmoljam xi
ρ kgm
3
μ cp xiρ
xiμ
CONH
2
1722.94 28.68705802 0.724435776 1022.18
0.9600 7.09E-04
0.7546206 Air
655.38 36.41009216 0.275564224 885.45
0.4400 0.00031121 0.626282327
Jumlah 2378.326364 65.09715018
1,000 1.02E-03
1.380902927
ρ
campuran
= ρ
campuran
= 980.4604 kgm
3
ρ
campuran
= 61,208 lbft
3
μ
campuran
= μ
campuran
= 0,7241cp μ
campuran
= 0,000724Ns.m
2
μ
campuran
= 0,000724 kgm.s
a. Menghitung diameter dan dan tinggi tangki
Volume cairan dalam mixing tank = m ρ
= 2,425 m
3
= 85,659 ft
3
Faktor keamanan = 20 Maka volume mixing tank = 2,91 m
3
= 102,791 ft
3
Bentuk mixing tank dirancang berupa silinder tegak dengan head dan bagian bawah berbentuk torisperical.
H = ID Volume headbottom = 0,000049 ID
3
Volume mixing tank = Volume silinder + 2 x volume head 102,791 ft
3
= 14 x л x ID
2
x H + 0,000098 D
3
102,791 ft
3
= 0,79 ID
3
+ 0,000098 D
3
102,791 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
Tinggi cairan dalam silinder h
l
= h
l
= 4,232 ft = 1,289 m = 50,78 in
xi xi
xi
xi
2
xID xVl
4
b. Menghitung tebal shell
Tebal shell dihitung menggunakan persamaan 13.1 Brownel Hal. 254:
Tekanan design P
abs
= P
operasi
+ P
hidrostatik
P
operasi
= 1 atm = 14,7 psi P
hidrostatik
= ρ x ggc x h P
hidrostatik
= 4,23 psi P
abs
= 18,93 psia dengan faktor keamanan = 10
maka, P
desain
= 20,83 psi Material yang digunakan SA-167 Grade 11 Type 316 dengan data sebagai
berikut: f = 18.750
psi B Y hal. 342 E = 0,8 single-welded butt join. BY, hal 254
Faktor korosifitas c untuk 15 tahun = 0,25 Timmerhaus, 1991
Maka t
s
= 0,2922 in Tebal shell dihitung menggunakan Pers.13.1 Brownell:254
Dipilih tebal shell =
3 8
in = 0,375 in dari Tabel 5.7 Brownell: 89
c. Menghitung tebal head
Gambar C.27. Torispherical Head
OD
ID A
B icr
b = tinggi dish
a t
r
O A
sf
C
c p
fE piD
ts
12 .
2
Keterangan : t
= Tebal head, in Icr = Inside corner radius, in
rc = Radius of dish, in
sf = Straight flange,in
OD = Diameter luar, in ID = Diameter dalam, in
b = Depth of dish, in
OA = Tinggi head, in Tebal head t
h
: t
h
=
C P
2 ,
fE .
2 w
r .
P
. c
Brownell and Young,1959: 258 Dimana :
w =
icr r
c
3 .
4 1
Brownell and Young,1959:258 Keterangan :
t = Tebal head in
P = Tekanan desain psi
rc = Radius knuckle, in icr = Inside corner radius in
w = stress-intensitication factor E
= Effisiensi pengelasan C = Faktor korosi in
OD = ID + 2 x tebal dinding OD = 61,68 in
dari Tabel 5.7 Brownell:89 diambil OD = 120 in dengan OD perhitungan = 119,86 in untuk t
s
=
3 8
in = 0,375 in, Diperoleh:
rc = 114 in
Brownell Young,1959:89 icr
= 7,25 in
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 =
b = 20,94 in
Tinggi Head OA
Untuk t
s 3
8
dipilih sf = 3 in OA = t
h
+ b + sf Brownell and Young,1959, Hal:87 OA = 13,2428 in
OA = 1,1036 ft
d. Menentukan Tinggi Tangki Total
H
mixer
= tinggi silinder + 2 x tinggi head H
t
= 87,41 in = 7,28 ft
e. Desain Pengaduk
Dari Fig. 10.57 Coulson, untuk volume vessel = 2,425 m
3
dan viskositas 0,0007242 Ns.m
2
, digunakan impeller tipe turbine.
2 2
2
icr
ID icr
rc rc
Gambar C.28. 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 3.4-1 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
= 12 D
t
D
a
= 2,53 ft = 30,4670 in = 0,7739 m D
d
= 23 D
a
D
d
= 1,69 ft = 20,31 in = 0,51 m Panjang blade:
L = 14 D
a
L = 0,63 ft = 5,07 in = 0,12 m
Lebar baffle: J = 112 D
t
J = 0,42 ft = 6,093in = 0,15 m Lebar impeller:
W = 15 D
a
W = 0,507 ft = 6,093 in = 0,15 m Tinggi impeller:
E = 13 D
t
E = 1,69 ft = 20,31 in = 0,51m
Jumlah impeller yang digunakan: Menurut Dickey 1984 dalam Walas 1990 Hal. 288, 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
= 0,7242 cP
Tabel C.36. Pemilihan jumlah impeler Viscositas,cP
Max Jumlah
Clearance H D
Lower Upper
25000 1,4
1 h3
- 25000
2,1 2
D3 23h
25000 0,8
1 h3
- 25000
1,6 2
D3 23h
Rasio HD maksimum untuk penggunaan 1 buah impeller adalah 1,4 untuk viskositas liquid 25000 cP dan rasio HD = 1 maka jumlah impeller yang
digunakan sebanyak 1 buah.
f. Daya pengadukan
Kecepatan putaran motor standar yang tersedia secara komersil adalah 37, 45, 56, 68, 84, 100, 125, 155, 190 dan 320 rpm. Walas, 1990
N = 56 rpm N = 0,933 rps
Bilangan Reynold, N
re
= N
re
= 756773,79 Dari Gambar 10.6 Walas 1990 untuk kurva 1 diperoleh angka daya,
Np = 5
Gambar C.29. Grafik mencari nilai Np
Kebutuhan daya teoritis : P =
P = 34,3874 ft.lb
f
s P = 0,0625 hp
Efisiensi motor = 80 Motor yang digunakan = 0,0782 hp
mix 2
a mix
N D
c a
mix p
g D
N N
5 3
. .
.
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
= 7,285 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 = 2,0094 m
h. Diameter sumbu, Ds axis diameter
T
c
= Pers.14.8, M.V. Joshi:400
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. 14.10 pp.400,
T
m
= 1,5 or 2,5 x T
c
Digunakan T
m
= 1,5 T
c
T
m
= 1,500 kg.m Z
p
=
T
m
= torsi maksimum P = shear stress
fs = section of shaft cross section Material sumbu yang digunakan commercial cold rolled steel.
N x
π x
2 60
x 75
x P
s m
f T
Axis shear stress yang diizinkan : 550 kgcm
2
Modulus elastisitas : 19,5 x 105 kgcm
2
Batasan elastis pada tegangan : 2.460 kgcm
2
Zp = 0,2727 Zp =
d
3
=
d = 1,1159 cm Digunakan diameter sumbu 4 cm.
i. Mengecek Waktu Pengadukan Sempurna
Kriteria untuk pengadukan sempurna adalah:
dengan : Q
R
= kecepatan sirkulasi m
3
jam Fv = debit kecepatan umpan masuk mixer m
3
jam Untuk turbin dengan 6 blade, wi = 15 Di dan Re 10
4
,
Re = 62369382,70 Re 10
4
N
QR
= 1,86
Maka, Q
R
= N
QR
.N.Di
3
= 3978,41 m
3
jam
Menghitung flow rate campuran
Fv
campuran
=
F
i campuran
= 0,0664 m
3
jam Jadi, sehingga pengadukan sempurna sekali.
16 d
.
3
16
x Zp
10 Fv
Q
R
μ ρ.σ.Di
Re
2
Di ID
0.93 N
QR
10 92
, 59920
Fv Q
R
Secara sederhana: T
mix
= V
Q
R
= 0,0007 jam = 2,634 detik Tabel C.37. Spesifikasi Alat MT
–101
Alat Mixing Tank
Kode MT-101
Fungsi Tempat mencampurkan CONH
2
dan H
2
O sehingga diperoleh larutan CONH
2
untuk umpan Reaktor RE-202 Jenis
Vessel vertikal dengan pengaduk Bahan Konstruksi
SA-167 Grade 11 Type 316 Kapasitas
2,91 m
3
Dimensi OD
H
total
Tebal shell Tebal head
Impeller
Jumlah = 120 in
= = 7,28 ft = 0,375 in
= 0,4375 in = Disc six flat-blade
open turbine = 1 buah impeller
Power 0,0782 hp
Jumlah 1 buah
17. Heater HE-102
Jenis : Double Pipe Heat Exchanger
Fungsi : Menaikkan temperatur air dari 30
o
C menjadi 42
o
C Pemilihan : Sesuai untuk HE dengan luas perpindahan panas kurang 200 ft
2
Gland Gland
Gland Return
Bend
Return Head
Tee
Gambar C.30. Double Pipe Heat Exchanger Kern, 1965, Hal.102 Data perhitungan :
Fluida panas : Steam Laju alir, W = 22,9648 kgjam = 50,628 lbjam
T masuk, T
1
= 300
o
C = 572
o
F T keluar, T
2
= 300
o
C = 572
o
F Fluida dingin : air
Laju alir, w = 642,80 kgjam = 1417,1260 lbjam T masuk, t
1
= 30
o
C = 86
o
F T keluar, t
2
= 42
o
C = 107,6
o
F
a. Neraca panas
Beban panas, Q = 32265,54505 kJjam = 30581,7158 Btujam
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.38. Temperatur aliran panas dan dingin
Hot fluid Cold fluid
Differences
572 Higher temp. F
107,6 464,4
∆t
2
572
Lower temp. F
86 486
∆t
1
Differences F
21,6 378
∆t
2
- ∆t
1
T
1
- T
2
t
2
- t
1
T
1
- t
1
AH-301 T
1
T
2
t
1
t
2
Gambar C.31. Aliran countercurrent pada heat exchanger
LMTD =
1 2
2 1
1 2
2 1
t T
t T
ln t
T t
T
Pers. 5.14, Kern 1965
= 475,118
o
F
c. Menghitung Temperatur Kalorik, T
c
dan t
c
T
avg
=
2 T
T
2 1
= 2
572 572
= 572
o
F
t
avg
=
2 t
t
2 1
= 2
6 ,
107 86
= 96,8
o
F Cek viskositas pada terminal dingin untuk tiap fluida
Annulus :
Pada T = 572
o
F µ
= 0,0195 cp Fig.15, Kern 1965
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
= 200 - 700 Btuhr.ft
2
°F dan dipilh U
d
= 600 Btuhr.ft
2
.°F. Area perpindahan panas surface area :
A = Δt
. U
Q
D
=
118 ,
475 15
30581,7158
= 0,1072 ft
2
Karena A 200 ft
2
, maka digunakan tipe double pipe dengan ukuran standar yang digunakan Kern, 1965, Hal: 103:
Tabel C.39. Spesifikasi double pipe yang digunakan Kern, Tabel 6.2 dan 11
Annulus : Pipa :
IPS = 2,5 in
IPS = 1,25 in
Sch. No = 40
Sch. No = 40
OD = 2,88 in
OD = 1,66 in
ID = 2,469 in
ID = 1,38 in
a = 0,753 ft
2
ft a =
0,435 ft
2
ft
e. Menghitung Flow Area a
Annulus :
D
2
= 2,46912 = 0,2057 ft
D
1
= 1,6612 = 0,1382 ft
a
a
= 4
D D
2 1
2 2
Pers.6.3 Kern, 1965
= 0,0182ft
2
Diameter equivalent, De :
De =
1 2
1 2
2
D D
D
Pers.6.3 Kern, 1965
= 0,167 ft
Pipa :
D = 1,3812 = 0,115 ft
a
p
=
4 D
2
= 0,01038 ft
2
f. Menghitung Mass Velocity G
Annulus :
G
a
=
a
a W
=
0182 ,
1417,12
= 77822,99 lbhr.ft
2
Pipa :
G
p
=
p
a w
=
0,01038 50,6281
= 4876,712 lbh
g. Menghitung Bilangan Reynold Re
Annulus :
T
avg
= 96,8
o
F µ = 0,86 cp × 2,42
Kern, Fig. 15 = 2,080 lbjam ft
Re
a
= De.G
a
µ Pers. 7.3
=16272,77
Pipa :
Pada t
avg
= 572
o
F µ = 0,0195cp × 2,42
Kern, Fig. 15 = 0,046 lbjam ft
D = 3,06812 = 0,256 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
= 1230 Btuhr.ft
2
.
o
F [table 25 Kern, Hal: 164]
Pipa:
h
io
= 1500 Btuhr.ft
2
.
o
F
k. Menghitung Clean Overall Coefficient U
C
U
C
=
o io
o io
h h
h h
[Pers. 6.38] = 675,824 Btujam.ft
2
.
o
F
l. Menghitung Design Overall Coefficient U
D
R
d
= 0,002 hr.ft
2
.
o
FBtu Kern, Tabel 8
D
U 1
= Rd
Uc 1
=
002 ,
675,824 1
= 0,00347 U
D
= 287,38 Btuhr.ft
2
.
o
F
m. Menghitung Luas Permukaan Perpindahan Panas Yang Dibutuhkan
A = t
. U
Q
D
=
11 ,
475 38
, 287
30581,7157
= 0,2239 ft
2
a” = 0,435 ft
2
ft Kern, Tabel 11
Panjang pipa : L =
a A
= 0,5148 ft linier Panjang hairpin = 12, 15, 20 ft
Kern, Hal: 103 Diambil L
h
= 12 ft
Hairpin terdiri dari 2 pipa n = 2 , maka jumlah hairpin yang diperlukan : Hairpin =
h
2.L L
= 12
2 0,2239
= 0,429
= 1 buah
Koreksi panjang pipa: L
kor
= 2.L
h
x hairpin = 1 x 12 x 2
= 24 ft linier
n. Menghitung Luas Permukaan Perpindahan Yang Tersedia
Sebenarnya
A = L
kor
x a” = 24 x 0,435
= 10,44 ft
2
o. Menghitung Actual Design Overall Coefficient U
Daktual
U
Daktual
= t
A. Q
=
118 ,
475 36
, 73
30581,715
= 258 Btuhr.ft
2
.
o
F
p. Menghitung Dirt Factor R
d
R
d
=
d c
d c
U U
U U
=
258 85
, 675
258 82
, 675
= 0,00239 hr.ft
2
.
o
F Btu
R
d
yang diperlukan = 0,002 hr.ft
2
.
o
FBtu Kern, Tabel 12 Rd
hitung
Rd
diperlukan
memenuhi
q. Menghitung Pressure Drops
ΔP Annulus :
De’ = D
2
– D
1
= 0,205 – 0,1383
= 0,0674 ft
Re
a
’ = μ
.G De
a a
=
2,080 77822
0674 ,
= 25218,712 � = 0,0035 +
0,264 3.221 ,840
0,42
= 0,012 Kern, Pers. 3.47b
Fa
= De
ρ g
2 L
Ga f
4
2 2
Pers.6.14 Kern, 1965
=
0674 ,
0,03518 10
. 18
, 4
2 24
77822 012
, 4
2 8
2
= 996,620 ft V
a
=
3600 Ga
=
3600 03518
, 77822
= 26,68 fts
i
ΔF
=
g 2
V x
2
2
=
2 ,
32 2
68 ,
26 2
2
= 22,098 ft
Pa
=
144 ρ
ΔFi ΔFa
2 1
=
144 03518
, 098
, 22
620 ,
996 2
1
x
= 3,239 psi
ΔP
a
untuk liquid 10 psi memenuhi
Pipa :
Re
p
= 17335,7559 � = 0,0035 +
0,264 17335 ,7559
0,42
= 0,000525 Kern, Pers. 3.47b ρ = 0,068024 lbft
3
Appendix A.3-3, Geankoplis Fp
= D
g 2
L G
f 4
2 2
=
167 ,
0682 ,
10 .
18 ,
4 2
24 7124
, 4876
000525 ,
4
2 8
2
= 1848,417 ft Pp
= 144
Fp
= 144
0682 ,
417 ,
848 .
1
= 0,573 psi ΔP
p
untuk steam 1 psi memenuhi
Tabel C.40. Spesifikasi HE –102
Alat Heater
Kode HE-101
Fungsi Menaikan temperatur air dari 30
o
C menjadi 42
o
C untuk melarutkan urea di dalam mixing tank MT-
101 Bentuk
Double Pipe Heat Exchanger Dimensi pipa
Annulus :
IPS = 2,5 in
Sch. No. 40 OD
= 2,88in ID
= 2,469in Inner pipe
: IPS
= 1,25 in Sch. No. 40
OD = 1,66in
ID = 1,38 in
Jumlah hairpin = 1 buah
Panjang 1 pipa = 12 ft
∆P, annulus = 3,239psi
∆P, inner pipe = 0,573 psi
18. Pompa PP-102
Fungsi : Mengalirkan Air menuju ke Mixing Tank MT-101.
Tipe Pompa : 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
V
1
P
1
T
1
Z
1
V
2
P
2
T
2
Z
2
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 kgm
3
feed = 0.440 cp = 0,00044 kgm.s
T
1
= 42
o
C T
2
= 42
o
C P
1
= 1 atm P
2
= 1 atm F
V
= 642,804 kgjam F
V
= 642,804 kgjam
a. Menghitung Debit Cairan
Diambil over design = 10 F
V design
= 1,1 x 642,804 kgjam = 707,085 kgjam
= 0,196 kgdetik
Fv Q
885,448 707,085
= 0,799 m
3
jam = 0,000221 m
3
detik = 0,470 ft
3
menit = 3,516 galmenit
b. Menghitung Diameter Pipa
Diameter pipa optimum untuk material carbon steel dihitung dengan persamaan Coulson, 1983, pers. 5.14:
D
opt
= 226 × G
0,5
× ρ
-0,35
Keterangan : D
opt
= Diameter pipa optimum mm G = Laju alir massa kgs
= Densitas larutan kgm
3
D
opt
= 226 × 0,196 kgs
0,5
× 885,448 kgm
3 -0,35
= 9,3151 mm = 0,3667 in
Dari Appendix A.5-1 Geankoplis 1993:892, diperoleh ukuran comersial pipe
: Tabel C.41. Ukuran Comersial Pipe
Karakteristik in
Meter NPS
0,75 0,75
Sch 40
40 OD
1,050 1,050
ID 0,824
0,824
c. Menentukan Bilangan Reynold N
Re
Bilangan reynold N
Re
dapat dihitung dengan persamaan Geankoplis, 1993, Pers.4.5-5 :
N
Re
=
μ x
ID x
ρ v
Keterangan : N
Re
= Bilangan Reynold = Densitas larutan kgm
3
ID = Diameter dalam pipa m v
= Kecepatan aliran ms = Viskositas larutan kgm.s
Dimana : Q
tangki
= Q
pipa
=
pipa pipa
v D
2
4
v
pipa
=
4
�
�
2
=
4 0,00022 � 0,021
2
= 0,645 mdetik N
Re
=
s kgm.
00044 ,
m 021
, ms
645 ,
kgm 448
, 885
3
= 27169,693 Aliran Turbulen, N
Re
4000
d. Menghitung Panjang Equivalent
Faktor koreksi, = 1 Untuk aliran turbulen
Diameter pipa = 0,824 in = 0,021 m Roughness, ε = 0,000046 untuk pipa comercial steel
εD = 0,0022 Dari gambar. 2.10-3, Geankoplis, 1993, diperoleh f = 0,008
Untuk panjang equivalent, dari gambar. 127 Brown, 1950, diperoleh : Tabel C.42. Panjang Equivalent Pipa
Komponen Jumlah
Le ft Le m
Total m Pipa lurus
1 48
14,631 14,631
Standard elbow 4
2 0,610
2,438 Globe valve
1 20
6,096 6,096
Gate valve fully open 1
0,5 0,152
0,152 standard tee
4,5 1,372
0,000 Total panjang equivalent
23,317
e. Menghitung Friction loss
1. Friksi karena kontraksi dari tangki ke pipa
h
c
=
2 1
3
1 55
,
A A
2
V
2
=
2
V K
2 c
Keterangan : h
c
: friction loss V : kecepatan pada bagian downstream
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
=
2 V
K
2 c
Pers.2.10-16, Geankoplis, 1993
=
1 2
0,645 x
0,55
2
= 0,114 Jkg 2. Friksi pada pipa lurus
N
Re
= 23.248,107 ID = 0,0022
f = 0,008 Gambar.2.10-3, Geankoplis,1993
F
f
=
2
V ID
L f
4
2
= 1
2 0254
, 021
, 0,645
23,317 0,008
x 4
2
x
= 292,033 Jkg 3. Friksi pada sambungan elbow
Jumlah elbow = 4 K
f
= 0,75 tabel 2.10-1, Geankoplis
h
f
=
2 V
K
2 f
= 1
2 0,645
0,75 4
2
= 0,624 Jkg
4. Friksi karena pipa tee Jumlah tee = 0
K
f
= 1
h
f
=
2
2
V K
f
= 0,000 Jkg 5. Friksi karena ekspansi
K
ex
=
2 2
4
1
A A
A
4
= luas penampang pipa yang lebih kecil A
2
= luas penampang tangki yang lebih besar A
2
A
4
= 0 K
ex
= 1 h
e
=
2
2
V K
ex
= 1
2 0,645
1
2
= 0,208 Jkg 6. Friksi pada valve
Globe valve wide = 1 = K
f
= 9,5 Tabel 2.10-1, Geankoplis, 1983 Gate valve wide
= 1 = K
f
= 0,17 Tabel 2.10-15, Geankoplis, 1983
h
f
=
2
2
V K
f
= 1
2 0,645
0,17 1
5 ,
9 1
2
= 2,012 Jkg
Total friksi, ΣF = h
c
+ F
f
+ h
f
,
elbow
+ h
f
,
tee
+ h
e
+ h
f
,
valve
= 0,114 + 292,033 + 0,624 + 0,000 + 0,208 + 2,012 Jkg = 294,991 Jkg
f. Menghitung tenaga pompa yang digunakan
Persamaan neraca
energi yang
dijelaskan melalui
persamaan Bernaulli Pers. 2.7-28 Geankoplis, 1983 :
W
p
.η = - W
s
=
F p
p Z
Z g
V V
1 2
1 2
2 1
2 2
2 =
991 ,
294 885,448
101,325 -
101,325 500
, 3
8 ,
9 1
2 645
,
2 2
= 328,896 Jkg W
p
=
Jkg 328,896
Dimana η = 23 dari Gambar.3.3-2, Geankoplis, 1983 Hal: 146, maka : W
p
=
40 ,
2.187,090
= 1429,983 Jkg Power
, P = G.W
p
= 0,196 kgs x 1429,983 Jkg = 280,866 Js
= 0,377 hp Jadi digunakan pompa dengan daya 0,5 hp.
g. Menghitung beda tekanan antara bagian suction dan discharge
F
W Z
Z g
V V
p p
s 4
3 2
2 3
3 4
2
24 1
.
4 3
s
W p
p
144 275
, 55
988 ,
2 896
, 328
3 4
3
ft lb
x kg
J p
p
atm
psia p
p 875
, 2
252 ,
42
4 3
h. Menghitung NSPH
Cek Kavitasi : P
v
= 0,004 atm NPSH Net Positive Suction Head available :
suction suction
V 1
F H
g P
P A
NPSH
NPSH A = 11,624 m
NPSH Net Positive Suction Head Required : Dari gambar 7.2 b Walas :
N = 3.500 rpm S = 7.900 single suction
Q = 0,470 ft
3
min
NPSH =
3 4
5 ,
S Q
N
pers. 7.15 Walas, 1988
= 0,204 ft = 0,062 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
Tabel C.43. Spesifikasi Pompa PP –102
Alat Pompa
Fungsi Mengalirkan Air menuju ke Mixing Tank
MT-101. Jenis
Centrifugal pump , single suction, single stage
Kapasitas 3,516.gpm
Efisiensi Pompa 23
Dimensi NPS = 0,75 in
Sch = 40 in
Beda ketinggian = 3,5 m Power motor
0,5 hp NPSH
0,062 m
19. Pompa PP-103
Dengan melakukan perhitungan seperti di atas diperoleh spesifikasi pompa sebagai berikut :
Tabel C.44. Spesifikasi Pompa PP –103
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
20. Reaktor RE-202
Fungsi : Tempat mereaksikan CONH
2 aq
dan HCHO
g
Tekanan operasi : 1,2 atm
Temperatur operasi : 70
o
C Konversi
: 97 Tipe reaktor
: Reaktor Alir Tangki Berpengaduk Fase reaksi
: cair – gas
Kondisi : Isotermal
Tipe perancangan : Vertikal vessel dengan torispherical head sebagai
tutup atas dan bawah, dilengkapi dengan sistem pendingin dan pengaduk.
Sistem pemanas : Coil pendingin
Alasan pemilihan : 1. Pada RATB, suhu dan komposisi campuran di
dalam reaktor selalu sama. 2. 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, 1999ν hal 10 dan τ’Brien 3
rd
Ed, 2009; 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 kgjam
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
2. Proses kontinyu Asumsi-asumsi:
1. Pengadukan sempurna, sehingga komposisi zat alir keluar reaktor sama dengan komposisi zat di dalam reaktor.
2. 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:
13 CONH
2 2 l
+ 18 CH
2
O
g
9 HOCH
2
NHCONH
2 l
+ 3NHCONHCH
2
OH
2l
+ NHCONCH
2
OH
3 l
1. Menentukan Persamaan Laju
Reaksi antara CONH
2 2 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 682 022,India Received 29 march 1982;revised 12 August 1982, Volume
T = 70
o
C , P=1,2
atm
24 bahwa reaksi pembentukan Urea Formaldehyde merupakan reaksi
orde dua terhadap urea CONH
2 2
dan formaldehid HCHO maka : -r
a
= k.C
A
.C
B
...............a Keterangan :
-r
a
: laju reaksi, kmolm
3
.jam k : konstanta laju reaksi; 24,42 m
3
kmol.jam C
A :
konsentrasi CONH
2 2
sisa, kmolm
3
C
B :
konsentrasi HCHO sisa, kmolm
3
Neraca massa di reaktor: �
� �
� � � �
� −
� � �
� �
� =
� �
� � �
�
�0
−
�0
=
� �1
=
�0
−
�0 1
Fogler, 2nd ed, 1992. F
a0
– F
a1
= F
a0.
X F
a0
– F
a1
= -r
a1
.V
1
dimana : -r
a
= k.C
A
.C
B
1
=
� .
1 1
Fogler, 2nd ed, 1992.
�
1
=
1
= �
0 1 1
1
�
0 1
−
1
= −
1 1
1