Bucket Elevator BE-101 Pompa PP-103

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