lampiran f perancangan spray dryer (sd 301)digilib.unila.ac.id/4672/26/lampiran-lampiran.pdf ·...
TRANSCRIPT
LAMPIRAN F
PERANCANGAN SPRAY DRYER (SD – 301)
(TUGAS KHUSUS)
Spray Dryer (SD-301)
Fungsi : Mengeringkan produk melalui proses kontak langsung dengan
udara pengering sehingga didapatkan produk berupa powder.
Tipe : Spray Dryer equipped Wheel atomizer
Temperature : 300oC (inlet air)
Tekanan : 1 atm
Efisiensi : 99,5 % (Article Improving Spray Drying Efficiency by : Stewart
Gibson, APV)
Dasar pemilihan :
a. Dasar pemilihan jenis pengering Spray Dryer yaitu :
Produk yang diinginkan berbentuk Powder.
Proses pengeringannya berlangsung cepat.
Proses continue dan kapasitasnya besar.
Ukuran partikel produk mudah dikontrol sehingga lebih seragam.
Design lebih simple.
b. Dasar pemilihan Wheel atomizer dan perancangannya yaitu :
Wheel atomizer dapat digunakan pada laju umpan yang tinggi
Ukuran partikel dapat diatur dengan memodifikasi lubang
keluarannya
c. Dasar pemilihan sistem aliran yaitu :
Cocurent dipilih karena suhu keluaran produk lebih kecil dari suhu
keluaran gas media pemanasnya.
Produk yang dihasilkan lebih halus dan seragam.
1. Neraca massa pada Spray Dryer
F11
F9
F12
Keterangan:
Aliran 9 : laju alir udara panas umpan Spray Dryer
Aliran 11 : laju alir keluaran Homogenizer untuk umpan Spray Dryer
Aliran 12 : laju alir keluaran Spray Dryer untuk umpan Cyclone Separator
Aliran 14 : laju alir keluaran Spray Dryer untuk umpan Screw Conveyor
F14
Massa yang ke Screw Conveyor :
KH2PO4 =99,5
100× 2.525,253 kg/jam
= 2.512.627 kg/jam
Massa dan aliran gas menuju CS-01 :
KH2PO4 =0,5
100× 2.525,253 kg/jam
= 12,626 kg/jam
H3PO4 = 18,424 kg/jam
KOH = 220,810 kg/jam
H2O = 2.024,759 kg/jam
Tabel F.1 Neraca Massa pada Spray Dryer
Komponen
BM Neraca Massa Masuk Neraca Massa Keluar
F9 F12 F14
kg/kmol kg/jam kg/jam kg/jam
H3PO4 98 18,424 18,424 0,000
KOH 56,1 220,810 220,810 0,000
KH2PO4 136,1 2.525,253 12,626 2.512,627
H2O 18 2.024,759 2.024,759 0,000
Total 4.789,246
2.276,619 2.512,627
4.789,246
2. Neraca energi pada Spray Dryer
a. Entalpy udara masuk SD-301, pada T = 300 °C
HG1 (kJ/kg) = Cs (ΔT) + Y1 λo
Diketahui :
Cs = Humid heat
Y = Humidity udara masuk
λo = Panas laten air
Cs = 1,005 + 1,884 Y1 (Robert E. Treybal, page 235)
HG1 = 579,509 kJ/kg (Entalpy udara pada 1 atm dan 573,15 K, Perry’s
Chemical Engineering Handbook 7th Edition, page 2 – 208).
λo = 2.502,300 kJ/kg (Robert E. Treybal, page 234)
sehingga, didapat Y1 = 0,102 kg H2O/kg air
b. Entalpy udara keluar ke CS-301, pada T = 90 °C
HG2 (kJ/kg) = Cs (ΔT) + Y1 λo
Diketahui : Cs = 1,005 + 1,884 Y1 (Robert E. Treybal, page 235)
HG2 = (1,005 + 1,884 Y2) (90 - 30) + Y2 . 2502,300
HG2 = 60,3 + 113,040 Y2 + 2502,300 Y2
HG2 = 60,3 + 2615,340 Y2
c. Entalpy umpan masuk SD-301
HS1 = Cps (Ts1-To) + X1 CpA (TS1 – To) (Robert E. Treybal, page 700)
Diketahui : HS1 = Entalpy slurry/wet solid (kJ/kg dry solid)
Cps = Heat capacity of dry solid (kJ/kg °C)
CpA = Heat capacity of moisture, as a liquid (kJ/kg °C)
X1 = Mass moisture/mass dry solid
HS1 = Cps (Ts1-To) + X1 CpA (TS1 – To)
Dimana, Cps = 0,912 kJ/kg °C
CpA = 3,717 kJ/kg °C
TS1 = 50 °C
To = 30 °C
X1 = 0,356 kg moisture/kg dry solid
Sehingga, didapat HS1 = 44,705 kJ/kg dry solid
d. Entalpy umpan ke SC-301
HS2 = Cps (Ts2-To) + X2 CpA (TS2 – To) (Robert E. Treybal, page 700)
Diketahui : X2 = 0,0027 kg moisture/kg dry solid
(spesifikasi produk 0,3 moisture dalam KH2PO4)
TS2 = 90 °C
Sehingga, HS2 = 138,305 kJ/kg dry solid
e. Entalpy umpan ke CS-301
HS3 = Cps (Ts3-To) + X3 CpA (TS3 – To) (Robert E. Treybal, page 700)
Diketahui : X3 = 0,0027 kg moisture/kg dry solid (spesifikasi produk 0,3
moisture dalam KH2PO4)
TS3 = 180 °C
Sehingga, HS3 = 55,322 kJ/kg dry solid
f. Moisture balance
Ss (X1-X2) = Gs (Y2-Y1) (Robert E. Treybal, page 700)
Diketahui : Ss = 4.789,246 kg/jam
Ss (X1-X2) = Gs (Y2-Y1)
1.692,041 = Gs (Y2 – 0,102)
1.692,041 + 0,102 Gs – Gs Y2 = 0. . . (1)
g. Entalpy balance
Ss Hs1 + Gs HG1 = Ss HS2 + Ss HS3 + Gs HG2 (Robert E. Treybal, page 700)
(4.789,246 x 44,705) + (Gs. 579,509) = (4.789,246 x 138,305) + (4.789,246
x 55,322) + (Gs(60,3 + 2615,340
Y2)
214.103,242 + 579,509 Gs = 662.376,668 + 264.950,667 +(60,3Gs+2615,340
GsY2)
214.103,242 + 579,509 Gs = 927.327,335 + 60,3Gs + 2615,340 GsY2
713.224,093 – 519,209 Gs + 2.615,340 GsY2= 0 . . . (2)
Eliminasi persamaan (1) dan (2)
Didapat Gs = 20.354,956 kg/jam
Sehingga, Y2 = 1094,685 + 0,191 (20.354,956) = 20.354,956.Y2
Y2 = 0,185 kg H2O/kg air
Jadi, HG2 = 60,3 + 2615,340 Y2
HG2 = 544,138 kJ/kg
∆H umpan masuk, ∆H 9 = m . HS1
= 4.789,246 kg/jam . 44,705 kJ/kg dry solid
= 214.103,242 kJ/jam
∆H udara masuk, ∆H11 = m . HG1
= 20.354,956 kg/jam . 579,509 kJ/kg
= 11.795.880,200 kJ/jam
∆H udara ke CS-301, ∆H 13 = m . HG2
= 20.354,956 kg/jam. 544,138 kJ/kg
= 11.075.905,050 kJ/jam
∆H umpan ke CS-301, ∆H12 = m . HS3
= 4.789,246 kg/jam . 55,322 kJ/kg dry solid
= 271.701,724 kJ/jam
∆H umpan ke SC-301, ∆H14 = m . HS2
= 4.789,246 kg/jam . 138,305 kJ/kg dry solid
= 662.376,668 kJ/jam
Tabel F.2. Neraca Energi Spray Dryer – 301 (SD-301)
Aliran
Masuk
(kJ/jam)
Keluar
(kJ/jam)
∆H 9 214.103,242 0
∆H 11 11.795.880,200 0
∆H 13 0 11.075.905,050
∆H 12 0 271.701,724
∆H 14 0 662.376,668
Total 12.009.983,442 12.009.983,442
D. Perhitungan design Spray dryer
Laju alir umpan = 4.789,246 kg/jam
Laju udara masuk = 20.354,956 kg/jam
ρ umpan = 1.474,926 kg/m3 = 92,077 lb/ft3
ρ udara = 0,616 kg/m3 = 0,038 lb/ft3
Komponen masuk : - KOH = 220,810 kg/jam
: - H3PO4 = 18,424 kg/jam
: - H2O = 2.024,759 kg/jam
: - KH2PO4 = 2.525,253 kg/jam
Dikarenakan kondisi temperatur didalam drying chamber 300 ℃, maka
semua H2O, H3PO4 dan KOH habis menguap, hal ini dikarenakan titik
didih zat-zat tersebut dibawah temperatur pada kondisi operasi didalam
spray dryer. (Nicholas P. Cheremisinoff, hal 339)
a. Menentukan laju alir volumetrik umpan:
masukmassaVo
kg/m3 1.474,926
kg/jam 4.789,246Vo
Vo = 3,247 m3/jam = 0,000902 m3/s
Menentukan laju alir volumetrik udara :
masukudaraVo
kg/m3 0,616
kg/jam 20.354,956Vo
Vo = 33.043,760 m3/jam = 9,178 m3/s
b. Menghitung volume Spray Dryer :
Waktu tinggal di dalam Spray Dryer tidak lebih dari 30 detik (Perry Ed. 7,
1999).
diketahui : - waktu tinggal 6 s
- Kemiringan konis = 600
- H:D = 4:1 (wallas, hal 272)
Volume umpan = Vo x waktu tinggal
= 0,000902 m3/s x 6 s
= 0,00541 m3
Volume udara = Vo x waktu tinggal
= 9,178 m3/s x 6 s
= 55,07 m3
Volume Spray Dryer = (91,78 + 0,00902) m3
= 91,78902 m3
55,075 m3 = VkonisVsilinder
= 302 60sin12
1
4
1DHD
= 32 )866,0(12
1)4(
4
1DDD
D =
3/1
3683,3
075,55
D = 2,5 m
H = 4 (2,54 m)
= 10 m
Jadi, tinggi total spray dryer yaitu 10 m dimana
tinggi konis = √2,52 − 1,252 = 2,165 m
tinggi silinder = 10 m – 2,165 = 7,835 m
2,5 m
10 m
c. Menghitung tebal Spray Dryer
Diketahui bahwa tekanan operasi di dalam Spray Dryer adalah 1 atm.
Diambil faktor keamanan 20 %, sehingga
tekanan desain Spray Dryer = 1,2 x 1 atm
= 1,2 atm = 17,635 psi
Untuk menghitung tebal Spray Dryer digunakan persamaan :
CPEf
DPt
6,0 (Brownell & Young, 1959 : 254)
Keterangan:
f : Nilai tegangan material, psi digunakan material Stainless Steel
SA 167 Grade 11 : 18.750 psia
E : Welded Joint Efficiency
Dipilih Double welded butt joint maximum efficiency
berdasarkan Table 13.2 Brownell and Young = 80 %
P : Tekanan desain, psi
D : Diameter Spray Dryer = 2,5 m = 98,425 in
C : Korosi yang dipakai adalah faktor korosi terhadap udara luar,
yaitu = 0,25 inci/10 tahun (Peters dan Timmerhaus, hal 542)
sehingga 𝑡𝑠 =17,635 ×98,425
18.750×0,8 –(0,6×17,635)+ 0,25
ts = 0,366 in (diambil ts standar = 7/16 in = 0,4375 in)
d. perancangan atomizer pada Spray Dryer
(gambar F.1. grafik perbandingan tinggi drying chamber dengan diameter
droplet Carl W hall, 252 )
Diketahui : H = 10 m
T udara panas = 300oC
T umpan = 50 oC
∆T = T udara panas - T umpan = 250oC
Sehingga didapat diameter droplet dari grafik diatas yaitu :
0,5 mm= 500 µm , Atomizer yang dipilih yaitu wheel rotary atomizer (1-
600 µm ) dengan ukuran diameter disc standar yang sering digunakan
yaitu 100 mm, 200 mm dan 300 mm.
Diameter disc Ddisc yang dipilih yaitu 200 mm. (Carl W hall, 246)
R disc
Gambar F.2. Desain atomizer pada Spray dryer.
Asumsi : lubang droplet = ukuran droplet = 0,5 mm
Jarak antar lubang = 5 mm
Maka jumlah lubang droplet = K/ (0,5 + 5)
= 2 x 3,14 x 200 mm / 5,5
= 228 buah
e. perancangan air disperser pada Spray Dryer
diketahui : diameter chamber : Dchamber = 2,5 m
asumsi : diameter air disperser = 0,6 x Dchamber = 1,5 m dengan H = 0,3 m
1,5
0,5 0,5
0,3
Gambar F.3. Desain Air disperser pada Spray dryer.
f. perancangan nozzle pada Spray Dryer
Berdasarkan perhitungan, saluran pemasukan dan keluaran pada spray
dryer di atas maka dapat ditentukan jenis nozzle yang digunakan.
Gambar F.4. Desain nozzle pada Spray dryer.
Saluran dibuat dengan menggunakan bahan stainless steel. Diameter
optimum tube yang stainless steel dan alirannya turbulen (NRe > 2100)
dihitung dengan menggunakan persamaan :
37,05,0293 Gdiopt (Brownel, Young,1959)
dengan
diopt = diameter dalam pipa, mm
G = kecepatan aliran massa fluida, kg/s
Ρ = densitas fluida, kg/m3
Pengecekan bilangan Reynolds
'
IDG NRe
a
Dengan:
G = kecepatan aliran massa fluida, kg/jam
ID = diameter dalam pipa, m
µg = viskositas fluida, kg/m.jam
a’ = flow area, m2
Nozzle Umpan
1. Nozzle Aliran umpan Campuran Masuk
Data perhitungan :
Laju alir massa (G) = 4.789,246 kg/jam
= 1,33 kg/s
Densitas (ρmix) = 1.474,926 kg/m3
Viskositas (μmix) = 0,000796 kg/m.s
Dari persamaan 5.15, hal. 161. Coulson, 1983, dianggap aliran turbulen.
sehingga diperoleh :
diopt = 226.G0,5.ρ-0,35
= 226 x 1,330,5 x 1.474,926 -0,35
= 20,275 mm
= 0,798 in
Dipilih spesifikasi pipa (Tabel 11 Kern, 1965) :
IPS = 1 in
Sch = 40
ID = 1,0490 in
= 0,0266 m
OD = 1,3200 in
= 0,0335 m
A = 0,8640 in2
= 0,0006 m2
Laju alir volumetrik (Fv) :
Fv =mixρ
G
= 4.789,246 kg/jam
1.474,926 kg/m3
= 3,247 m3/jam
= 0,000902 m3/s
Kecepatan aliran, v :
v = A
Fv
= 0,000902 m3/s
0,0006
= 1,503 m/s
Bilangan Reynold, NRe :
NRe = mix
mix
μ
IDvρ
= 1.474,926×1,503×0,0266
0,0008
= 73.709,06 (turbulen) > 2100
Maka anggapan menggunakan aliran turbulen adalah benar.
Spesifikasi nozzle standar (Brownel and Young, 1959, App. F item 1 dan
2, hal.349) :
Flange Nozzle thickness (n) = 0,2 in
Diameter of hole in reinforcing plate (DR) = 2 in
Length of side of reinforcing plate, L = 10 in
Width of reinforcing plate, W = 12 5/8 in
Distance, shell to flange face, outside, J = 6 in
Distance, shell to flange face, inside, K = 6 in
Distance from Bottom of tank to center of nozzle
- Regular, Type H = 6 in
- Low, Type C = 3 in
2. Nozzle Aliran udara Masuk
Data perhitungan :
Laju alir massa (G) = 20.354,956 kg/jam
= 5,654 kg/s
Densitas (ρudara) = 0,616 kg/m3
Viskositas (μudara) = 0,0289 kg/m.s
Dari persamaan 5.15, hal. 161. Coulson, 1983, sehingga diperoleh :
diopt = 226.G0,5.ρ-0,35
= 226 x 5,6540,5 x 0,616 -0,35
= 636,697 mm
= 25,067 in
Dipilih spesifikasi nozzle :
OD = 25,625 in
= 0,65 m
ID = 24,981 in
= 0,635 m
Laju alir volumetrik (Fv) :
Fv =ρ
G
= 20.354,956 kg/jam
0,616 kg/m3
= 33.043,76 m3/jam
= 9,178 m3/s
Nozzle Produk
3. Nozzle Aliran Produk MKP
Data perhitungan :
Laju alir massa (G) = 2.525,253 kg/jam
= 0,7 kg/s
= 0,7 kg/s x 0,995
= 0,698 kg/s
Densitas (ρmkp) = 2.338 kg/m3
Viskositas (μmkp) = 0,001145 kg/m.s
Dari persamaan 5.15, hal. 161. Coulson, 1983, dianggap aliran turbulen.
sehingga diperoleh :
diopt = 226.G0,5.ρ-0,35
= 226 x 0,6980,5 x 2.338 -0,35
= 12,5 mm
= 0,492 in
Dipilih spesifikasi pipa (Tabel 11 Kern, 1965) :
IPS = 1/2 in
Sch = 40
OD = 0,84 in
= 0,02134 m
ID = 0,622 in
= 0,0158 m
A = 0,00211 ft2
Laju alir volumetrik (Fv) :
Fv =mixρ
G
= 2.525,253 kg/jam
2.338 kg/m3
= 1,08 m3/jam
= 0,0003 m3/s
Kecepatan aliran, v :
v = A
Fv
= 0,0003 m3/s
0,0002
= 1,5 m/s
Bilangan Reynold, NRe :
NRe = mix
mix
μ
IDvρ
= 2.338×1,5×0,0158
0,0002
= 277.053 (turbulen) > 2100
Maka anggapan menggunakan aliran turbulen adalah benar.
Spesifikasi nozzle standar (Brownel and Young, 1959, App. F item 1 dan
2, hal.349) :
Flange Nozzle thickness (n) = 0,2 in
Diameter of hole in reinforcing plate (DR) = 1 7/16 in
Length of side of reinforcing plate, L = 10 in
Width of reinforcing plate, W = 12 5/8 in
Distance, shell to flange face, outside, J = 6 in
Distance, shell to flange face, inside, K = 6 in
Distance from Bottom of tank to center of nozzle
- Regular, Type H = 4 in
- Low, Type C = 3 in
4. Nozzle Aliran Udara + Umpan keluar
Data perhitungan :
Laju alir massa (G) = 20.354,956+220,810 + 18,424 +2.024,759 kg/jam
= 22.745,212 kg/jam
= 6,318 kg/s
Densitas (ρmix ) = 1 kg/m3
Dari persamaan 5.15, hal. 161. Coulson, 1983, sehingga diperoleh :
diopt = 226.G0,5.ρ-0,35
= 226 x 6,3180,5 x 1 -0,35
= 568,07 mm
ID = 22,37 in
Dipilih spesifikasi nozzle :
ID = 22,37 in
gambar F.5. Nozzle Reinforcing Plate
HD2
4
1
g. Perhitungan berat pada Spray Dryer
a. Berat Shell
IDs = 8,202 ft = 2,5 m
ODs = 8,238 ft
Hs = 7,835 m = 25,705 ft
ρsteel = 489 lb/ft3 (Foust, App. D-10, p. 742)
Berat shell = ¼.π.(ODs2 – IDs
2).Hs.ρstell
= ¼.π.( 8,238 2 – 8,202 2). 25,705. 489
= 5.839,83 lb
b. Berat Conis
IDc = 8,202 ft = 2,5 m
ODc = 8,238 ft
Hs = 2,165 m = 7,1 ft
ρsteel = 489 lb/ft3 (Foust, App. D-10, p. 742)
Berat conis = 1/12.π.(ODc2 – IDc
2).Hs.ρstell
= 1/12.π.( 8,238 2 – 8,202 2). 7,1. 489
= 537,675 lb
c. Berat Atomizer
Volume Atomizer = = 0,00157 m3
Vc = 0,055 ft3
ρsteel = 489 lb/ft3 (Foust, App. D-10, p. 742)
Berat koil = volume koil x ρsteel
= 0,055 x 489
= 27,11 lb
d. Berat Air disperser
ODc = 4,957 ft
IDc = 1,5 m = 4,9212 ft
Hs = 0,3 m = 0,984 ft
ρsteel = 489 lb/ft3 (Foust, App. D-10, p. 742)
Berat air disperser = ¼.π.(ODs2 – IDs
2).Hs.ρstell
= 133,58 lb
e. Berat opening
Berat nozzles
Nozzle aliran F11 :
Ukuran Nozzle = 1 in
Berat Nozzle = 4 lb (fig.12.2. B & Y, 1959)
Nozzle aliran F14 :
Ukuran Nozzle = 0,5 in
Berat Nozzle = 2 lb (fig.12.2. B & Y, 1959)
Nozzle aliran F9 :
Ukuran Nozzle = 8 in
Berat Nozzle = 30 lb (fig.12.2. B & Y, 1959)
Nozzle aliran F12 :
Ukuran Nozzle = 8 in
Berat Nozzle = 30 lb (fig.12.2. B & Y, 1959)
Berat nozzle total = 2 + 4 +30 + 30
= 66 lb
Berat total opening
Berat total opening = berat nozzle
= 66 lb
Berat fluida dalam spray dryer
Waktu tinggal = 6 s
Berat bahan baku
Berat bahan baku = 4.789,246 kg / 3600 x 6 s
= 17,56 lb
Berat udara
Berat bahan baku = 20.354,956 kg/ 3600 x 6 s
= 74,63 lb
Berat total fluida
Berat total fluida = Berat bahan baku + Berat air pendingin
= 17,56 lb + 74,63 lb
= 92,19 lb
Berat spray dryer
Berat mati Spray dryer = berat shell + berat atomizer + berat air
disperser + berat opening + berat fluida
dalam spray dryer
= 6696,385 lb = 3.043,81 kg
h. Perancangan Penyangga pada Spray Dryer
Berat untuk perancangan = 1,2 x berat mati Spray Dryer
= 1,2 x 6696,385 lb
= 8.035,662 lbm
Spray Dryer dengan 4 kaki.
Kaki penyangga dilas di tengah – tengah ketingggian (40 % dari tinggi total
Spray Dryer).
Gambar F.6. Sketsa sistem penyangga Spray Dryer
a
h
L
2 / 5 H
t bp
1 . Leg Planning
Digunakan kaki (leg) tipe I-beam dengan pondasi dari cor atau beton.
Gambar F.7. Kaki penyangga tipe I beam
Karena kaki dilas pada 40 % ketinggian Spray dryer, maka ketinggian kaki:
(Hleg) = 40 % x H Spray dryer
dengan :
H Spray dryer : tinggi total Spray dryer, ft
(Hleg) = 0,4 x 10 m
= 4 m = 13,12 ft
digunakan I-beam 5 in (Brownell and Young, App. G, item 2)
dimensi I-beam :
kedalaman beam = 5 in
Lebar flange = 3,284 in
Web thickness = 0,494 in
Ketebalan rata-rata flange = 0,326 in
Area of section (A) = 4,29 in2
Berat/ft = 14,75 lbm
11
2
2
Peletakan dengan beban eksentrik (axis 1-1) :
I = 15 in4
S = 6,0 in3
r = 1,87 in
Peletakan tanpa beban eksentrik (axis 2-2) :
I = 1,7 in4
S = 1,0 in3
r = 0,63 in
Cek terhadap peletakan sumbu axis 1-1 maupun axis 2-2 .
Axis 1-1
l/r = 81.24 in/ 1,87 in = 43,44 (l/r < 120, memenuhi)
(Brownell and Young, 1959, p.201)
Stress kompresif yang diizinkan (fc):
(fc) = a
P =
)r./18.000(l1
18.00022
(Pers. 4.21, brownell and Young, 1959)
= ) 87,1/18.000 (81,24 1
18,00022 x
= 14.038,54 lbm/in2 (<15,000 psi , sehingga memenuhi)
(Brownell and Young, p.201)
jarak antara center line kolom penyangga dengan center line shell (a) dari
(gambar 6) :
a = ½ x lebar flange + 1,5
= ½ x 3,284 +1,5 = 3,142 in
y = ½ x lebar flange = ½ x 3,284 = 1,.642 in
Z = I/y = 15/1,642 = 9,135201 in3
Beban kompresi total maksimum tiap leg (P) :
P
Gambar F.8. Sketsa beban tiap lug
n
WΣ
Dn
L)(HP4P
bc
w
(Pers. 10.76, Brownell and Young, 1959)
dengan :
Pw = beban angin total pada permukaan yang terbuka, lbm
H = tinggi reaktor di atas pondasi, ft
L = jarak dari fondasi ke bagian bawah reaktor, ft
Dbc = diameter anchor-bolt circle, ft
n = jumlah penyangga, n
ÓW = berat reactor kosong + berat liquid dan beban mati lainnya, lbm
= 8.035,662 lbm
diasumsikan reaktor diletakkan dalam ruangan (fee from wind) dan lokasi
pabrik diasumsikan bebas dari gempa, sehingga Pw = 0, kemudian
persamaan di atas menjadi:
n
WΣP =
4
lb 8.035,662 m = 2.008,9155 lbm
Menghitung beban eksentrik :
(fec) = Z
aP. (Pers. 10.98, Brownell and Young,
1959) = 9,135201
3,142 x 2.008,9155= 690,955 lbm/in2
f = fc – fec
= 14.038,54 lbm/in2 – 690,955 lbm/in2
= 13.347,59 lbm/in2 (psi)
Luas penampang lintang:
A = f
P (Pers. 10.98, Brownell and Young, 1959)
= 13.347,59
2.008,9155 = 0,1505 in2 < A table (4,29 in2), sehingga memenuhi.
Axis 2-2
l/r = 81,24 in/ 0.63 in = 128,95 (l/r > 120, tidak memenuhi)
(Brownell and Young, 1959, p.201)
2. Lug Planning
Masing-masing penyangga memiliki 4 baut (bolt)
Beban maksimum tiap baut:
Pbolt = bn
P = 2.008,9155 lbm /4 = 502,23 lbm
Luas lubang baut:
Abolt = bolt
bolt
f
P (Pers.10.35, Brownell and Young, 1959)
dengan : fbolt = stress maksimum yang dapat ditahan oleh setiap baut =
12,000 psi
Abolt = 2
m
m
/inlb 12.000
lb 502,23 = 0,042 in2
Digunakan baut standar dengan diameter = ½ in
(Tabel 10.4,Brownell and Young, 1959)
Ketebalan plat horizontal
thp = allow
y
f
M6 (Pers.10.41, Brownell and Young, 1959)
My =
11
2ln1
4
e
lP(Pers.10.40, Brownell and Young, 1959)
dengan :
thp = tebal horizontal plat, in
My = bending momen maksimum sepanjang sumbu radial, in-lbm
P = beban baut maksimum, lbm
= 502,23 lbm
A = panjang kompresi plate digunakan,
= ukuran baut + 9 in = 2 x ½ in + 9 in = 10 in
h = tinggi gusset
= 12 in (Brownell and Young, 1959, p.192)
b = lebar gusset, in
= ukuran baut + 8 in = 2 x ½ in + 8 in = 9 in
l = jarak radial dari luar horizontal plate luar ke shell, in
= 6 in
ì = poisson’ratio (untuk steel, ì = 0,3) (Brownell and Young, 1959)
fallow = stress yang diizinkan untuk
= 12,000 psi
γ1 = konstanta dari tabel 10.6 Brownell and Young, 1959
e = jarak konsentrasi beban
= setengah dari dimensi nut, in
= ½ x 1¼ in = 0,625 in
Ketebalam plat kompresi:
l
b = 9,5 in/6 in = 1,58; diambil 1,6
Dari tabel 10.6, Brownell and Young, 1959, diperoleh γ1 = 0,125
My=
125,01
625,0.
)6(2ln3,01
.4
2.120,944
= 545,2470
tbp = 12000
2470,5456 x
= 0,522 in. Digunakan plat standar dengan ketebalan 5/8 in
Ketebalan gusset
(tg) = 3/8 x thp (Pers.10.47, Brownell and Young, 1959)
= 3/8 x 5/8 in = 0,2344 in, dipilih 1/4 in
3. Base Plate Planning
Digunakan I- beam dengan ukuran 5 in dan 14,75 lbm/ft
Panjang kaki (Hleg) = 13,12 ft
Sehingga berat satu leg = 13,12 ft x 14,75 lbm/ft = 193,633 lbm
Beban base plate (Pb) = berat 1 leg + P
= 193,633 lbm + 2.008,9155 lbm
= 2.202,55 lbm
Base plate area (Abp) = Pb/f
Dengan:
Pb = base plate loading
f = kapasitas bearing (untuk cor, f = 545 psi)
Abp = psi455
lb 2.202,55 m = 4,04 in2 (= Abp min)
Untuk posisi leg 1-1
Abp = lebar (le) x panjang (pa)
= (0,8 fw + 2n)(0,95 hb + 2m)
dengan :
fw = lebar flange = 3,284 in
hb = kedalaman beam = 5 in
m = n (diasumsikan awal)
m
n
0,9
5 h
b
0,8 fw
le
pa
Gambar F.9. Sketsa area base plate
Abp = (0,8 x 3,284 + 2n)(0,95 x 5 + 2n) = 4,4 in2
4n2 + 4,4 n – 7,96 = 0
n = 0,2097
maka, le = 0,8 x 3,284 + 2 x 0,2097 = 3,0466
pa = 0,95 x 5 + 2 x 0,2097 = 5,1694
umumnya dibuat pa = le, maka dibuat pa = le = 5,1694 in
Abp,baru = 26,7226 in2
nbaru = [26,7226 –(0,8 x 3,284)]/2 = 12,0477 in
mbaru = [26,7226 –(0,95 x 5)]/2 = 10,9863 in
tebal base plate:
tbp = (0,00015 x Pa x n2)1/2
dengan :
Pa = tekanan aktual
= P/ Abp,baru = 2.202,55 /26,7226 = 82,423 psi
tbp = (0,00015 x 82,423 x 12,0477 2)1/2
= 1,34 in. Digunakan plat standar 1 ½ in
i. Perancangan Pondasi pada Spray Dryer
Perancangan pondasi dengan sistem konstruksi beton terdiri dari campuran
:semen : kerikil : pasir, dengan perbandingan 1 : 2 : 3. Direncanakan pondasi
berbentuk limas terpancung. Dianggap hanya gaya vertikal dari berat kolom
yang bekerja pada pondasi.
Berat vesel, termasuk perlengkapannya yang diterima oleh :
I-Beam pada kondisi operasi = 8.035,662 lbm
Berat I-BeamI yang diterima oleh base plate = 2.202,55 lbm
+
Jadi berat total yang diterima oleh pondasi = 10.238,212 lbm
Digunakan tanah dengan :
Luas bagian atas (a) = 10000 in2 (100in x 100in)
Luas bagian bawah (b) = 12100 in2 (110in x 110in)
Tinggi pondasi = 30 in
Volume pondasi = 1/3 x tinggi pondasi x ((a+b) + (axb)1/2 )
= 1270 in2
= 0,7349 ft3
Berat pondasi (W) = V x densitas beton
= 0,7349 ft3 x 140 lb/ft
= 102,886 lbm
Jadi berat total yang diterima tanah adalah
= Berat total yang diterima pondasi + berat pondasi
= 10.238,212 lbm + 102,886 lbm
= 10.341,098 lbm
Tegangan tanah karena beban (T) = P/F < 10 ton/ft2
Keterangan :
P = Beban yang diterima tanah (lb)
F = Luas alas (ft2)
Jadi tegangan karena beban (г)
Г = 30023,7
098,341.10
ft
lb
= 1.476,81 lb/ft3
= 0,73 ton/ft3 < 10 ton/ft3
Pondasi dapat dipasang pada tanah clay, sebab tegangan tanah karena beban
kurang dari safe bearing maksimal pada tanah clay.
j. Perancangan ducting antara Spray Dryer dengan cyclone separator
Diketahui: diameter ducting = diameter nozzle keluaran udara pada spray
dryer
Dducting = Diopt nozzle = 568,07 mm = 568 mm
Laju alir massa keluaran = 22.745,212 kg/jam = 22,75 ton /h
padatan yang terbawa (dust ) = 12,626 kg/jam
Gambar F.10. grafik hubungan kecepatan udara dengan laju alir
Dari grafik diatas maka didapat kecepatan udara (Vc) = 40 m/s
Perkiraan panjang ducting 15 m
Bahan yang digunakan carbon steel.
6 m
3 m
6 m
Gambar F.11. perkiraan skema panjang ducting
k. Perancangan cyclone separator
Fungsi : memisahkan padatan KH2PO4 yang masih terkandung aliran
udara pengering keluar dari spray dryer.
Tipe : High eficiency cyclone
Gambar F.10. Cyclone Separator
Spray
dryer
Blower
Cyclone
1. Neraca massa pada Cyclone
F16
F12
Keterangan :
Aliran 12 : laju alir gas yang keluar dari Spray Dryer untuk umpan Cyclone
Separator
Aliran 15 : laju alir yang keluar dari Spray Dryer untuk umpan Screw
Conveyor
Aliran 16 : laju alir gas yang keluar dari Spray Dryer untuk dibuang ke udara
Assumsi :
Efisiensi cyclone separator = 98 % (Perry’s Chemical Engineering
Handbook 7th Edition, page 17 – 27).
F15
Massa yang keluar menuju Pneumatic Conveyor :
KH2PO4 =98
100× 12,626 kg/jam
= 12,373 kg/jam
Massa dan aliran gas yang dilepas ke lingkungan :
KH2PO4 =2
100 × 12,626
= 0,253 kg/jam
H3PO4 = 18,424 kg/jam
KOH = 220,810 kg/jam
H2O = 2.024,759 kg/jam
Tabel F.3 Neraca Massa pada Cyclone Separator
Komponen
BM
Neraca Massa
Masuk Neraca Massa Keluar
kg/kmol
F12 F15 F16
kg/jam kg/jam kg/jam
H3PO4(g) 98 18,424 0,000 18,424
KOH(g) 56,1 220,810 0,000 220,810
KH2PO4(s) 136,1 12,626 12,373 0,253
H2O(g) 18 2.024,759 0,000 2.024,759
Total
2.276,619 12,373 2.264,246
2276,619
2. Menghitung Dimensi Cyclone
Perancangan Cyclone dihitung dengan persamaan 16, p.1026 Perry ed.6
)(..
..9min
sVcNt
BCDp
dengan :
Dp min = diameter partikel minimum = 0,5 mm = 0,0005 m
μ = viskositas udara campuran = 0,0289 kg/m.s
BC = diameter lubang inlet
ρ = densitas udara campuran = 1 kg/m3
ρs = densitas partikel = 1.474,926 kg/m3
K ecepatan udara masuk (Vc) = 40 m/s
Nt = jumlah putaran dalam cyclone dapat ditentukan dari
grafik perbandingan velocity dengan Nt
Gambar F.11. Nt versus Vc
Maka , didapat Nt sebesar = 5,5
Sehigga,
)(..
..9min
sVcNt
BCDp
1) -(1474,926 . 40 . 3,14 . 5,5
BC . 0,0289 . 9 10 5. 4-
BC = 0,65 m
Maka ,didapat diameter lubang inlet = 0,65 m
Kemudian diperoleh spesifikasi ukuran siklon :
BC = diameter lubang inlet = 0,65 m
Dc = diameter Cyclone = 4 x BC
= 4 x 0,65 m = 2,6 m
De = diameter gas outlet = Dc / 2
= 2,6 m / 2 =1,3 m
Hc = tinggi lubang inlet = Dc/2
= 2,6 m / 2 =1,3 m
Lc = panjang silinder = 2 Dc = 5,2 m
Zc = panjang konis = 2 Dc = 5,2 m
Jc = diameter lubang dust out = Dc / 4 = 0,65 m
S = panjang outlet dengan kisaran (0,5 – 0,625) Dc
Diambil kisaran 0,5 Dc = 1,3 m
Tabel F.4 Spesifikasi Cyclone
Alat Cyclone
Kode CL-301
Fungsi Memisahkan partikel produk yang terbawa aliran udara
pengering keluar dari spray dryer.
Jenis Cyclone Separator
Bahan Stainless Steel SA-167 grade 11 Type 316
Suhu 60 ºC
Tekanan
desain
16,201 Psi
Kapasitas 126,601 ft3
Dimensi Diameter silinder = 2,6 m
Panjang silinder = 5,2 m
Panjang konis = 5,2 m
Diameter gas outlet = 1,3 m
Diameter inlet = 0,65 m
Diameter dust out = 0,65 m
Tinggi gas outlet = 1,3 m
Jumlah 1 buah
l. Perancangan blower
Fungsi :menarik udara kering sebagai bahan baku udara kering spray dryer
Tipe : Centrifugal Blower
Data-data yang diperlukan :
Laju alir massa : 20.354,956 kg/jam
Densitas udara : 0,616 Kg/m3
Laju alir volumetric : laju alir massa / densitas udara
: 33.043,760 m3/jam
Safety factor 10% : 1,1 x 33.043,760 m3/jam
: 36.348,136 m3/jam
: 605,802 m3/menit
: 21.393,292 ft3/menit
Perhitungan Power yang dibutuhkan, P
P = 1,57 x 10-4 x Q x Pop
= 1,57 x 10-4 x 5 x 21.393,292
= 16,794 Hp
Asumsi efisiensi motor sebesar 80%, maka daya yang harus diberikan
adalah:
P = (100/80) x 16,794 Hp
= 20,992 Hp
Digunakan power standard 25 Hp
m. Perancangan kebutuhan bahan baku Minyak bakar
Q Hot oil = ∆H2 – ∆H1
= (11.795.880,200 – 6.167.551,67) kJ/jam
= 5.628.328,532 kJ/jam
Jenis bahan bakar = fuel oil no 6
Heating value (f) = 38.000 GJ/m3 (Tabel 6.3, Ulrich,1984:332)
= 18.774,9415 Btu/lb
Efisiensi () = 90 %
ρ fuel oil = 870 kg/m3
= 54,3123 lb/ft3
Kebutuhan fuel oil = ρfη
Q
= 5.628.328,532
0,8 × 18.774,9415×54,3123
= 6,89 ft3/jam
= 195,1 liter/jam
Jumlah kebutuhan udara kering = 20.354,956 kg/jam
= 44.780,9 lb/jam
n. Perancangan Heat Exchanger
Neraca panas pada HE-301
Neraca Energi di Heater-101:
{(∆H1 + ∆H Hot oil in) – (∆H2 + ∆H Hot oil out) + 0) – (0)} = {0}
(∆H2 – ∆H1) = Q Hot oil
1. Panas masuk
Aliran 1 (udara kering keluaran unit utilitas) Pada T = 30°C
Tabel F.5. Energi masuk Udara kering dari unit utilitas
Komponen
Massa
(kg/jam)
H1
(kJ/kg)
∆H1 (m.H1)
(kJ/jam)
Udara kering 20.354,956 303 6.167.551,67
Total 20.354,956
6.167.551,67
HG1 = 303 kJ/kg (Entalpy udara pada 1 atm dan 303,15 K, Perry’s Chemical
Engineering Handbook 7th Edition, page 2 – 208).
2. Panas keluar
Aliran 2 (Udara keluaran HE) Pada T = 80°C
Tabel F.6. Energi keluar dari Heater-101
Komponen
Massa
(kg/jam)
H2
(kJ/kg)
∆H2 (m.H2)
(kJ/jam)
Udara kering 20.354,956 579,509 11.795.880,200
Total 20.354,956
11.795.880,200
H2 = 579,509 kJ/kg (Entalpy udara pada 1 atm dan 573,15 K, Perry’s
Chemical Engineering Handbook 7th Edition, page 2 – 208).
3. Menghitung Jumlah Dowtherm A /Hot Oil yang Digunakan
Beban panas heater
Q Hot oil = ∆H2 – ∆H1
= (11.795.880,200 – 6.167.551,67) kJ/jam
= 5.628.328,532 kJ/jam
NHV = Nilai kalor bahan bakar (Tab. 6-3, Ulrich, 1984:332)
= 42 MJ/m3 = 42.000.000 J/kg = 20.754,88 btu/lb.
= 42.000 kJ/kg
Jumlah Dowtherm A yang dibutuhkan:
NHV
Qm hotoil
s = kg/jam 134 kJ/kg 42.000
kJ/jam 5325.628.328,
= 134 L/jam
Tabel F.7. Neraca Energi Total HE-101
D. Perhitungan Shell and Tube Heat Exchanger
Data perhitungan :
Fluida panas : Hot Oil
Laju alir, W = 134 kg/jam
T masuk, T1 = 350 oC = 662 oF
T keluar, T2 = 90 oC = 194 oF
Fluida dingin : Udara Kering
Laju alir, w = 20.354,956 kg/jam
T masuk, t1 = 30oC = 86oF
T keluar, t2 = 300 oC = 572 oF
Dipergunakan Hot oil jenis Dowtherm A
Densitas = 970 kg/m3 (Tabel . 6-3, Ulrich, 1984:332)
Aliran Masuk (kJ/jam) Keluar (kJ/jam)
∆H1 6.167.551,67 0,000
∆H2 0 11.795.880,200
QHot oil 5.628.328,532
Total 11.795.880,200 11.795.880,200
1. Neraca panas
Beban pemanasan, Q = 5.628.328,532 kJ/jam = 5.334.403 Btu/jam
2. Menghitung LMTD
Berikut adalah gambaran temperatur pada double pipe heat exchanger
Tabel F. 4. Temperatur di double pipe
Hot fluid Cold fluid Differences
662 Higher temp. 572 90 ∆t2
194 Lower temp. 86 108 ∆t1
468 Differences 486 -18 (∆t2 - ∆t1)
(T1 - T2) 176 (t2 - t1)
(T1- t1)
ΔtLMTD =
12
21
1221
tT
tTln
tTtT
= 139 oF
3. Temperatur Kalorik
Tc = Tavg = ½ (T1 + T2) = 428oF
tc = tavg =½ (t1 + t2) = 329oF
Area heat transfer
Overall heat transfer :
Dari tabel 8 (Kern, 1965) dipilih UD untuk
hot fluid = Hot oil
cold fluid = Udara kering
Range UD =10 - 50 Btu/jam ft2 °F
dipilh UD = 50 Btu/jam ft2 °F
Area perpindahan panas (surface area)
A = Δt.U
Q
D
= FFftjamBtu oo
139/50
Btu/jam 5.334.403
2
= 767,54 ft2
Karena A > 200 ft2, maka digunakan tipe Shell and tube dengan ukuran
standar yang digunakan (tabel 10, kern, 1965):
Pemilihan Spesifikasi Tube :
OD = 1,0000 In
BWG = 18,0000
Luas area, At = 0,2618 ft2/lin ft
a" = 0,5940
Length, L = 18,0000 Ft
Nt = A / L. a"
Nt = 767,54 / 18 . 0,594 = 71,78 tube
Dipilih 72 tube ( Tabel 9 Kern )
Fluida dingin : Shell side, udara kering Fluida panas : Tube side, Downtherm A
4) Flow area, as
Buffle space,B = 0,2 x ID shell
=0,25 ft
Clearance, C = Pt – OD
= 0,25 in
as = ID shell. B. C / (144 pt)
= 0,045 ft2
4’) Flow area,at
Dari tabel 10 kern, untuk OD = 1 in
BWG = 18
At’ = 0,594 in2
at = Nt. at'/144n
at = 0,297 ft2
Adapun data selengkapnya adalah sebagai berikut :
Susunan tube = square pitch
Jumlah aliran = 1,0000 Pass
Pitch = 1,2500 In
Diamater shell = 15,2500 In
A terkoreksi = L.a".N
= 769,824 ft2
UD terkoreksi = Q/A.∆tLMTD
= 49,85 Btu/jam.ft2 oF
5) Laju alir massa, Gs
Gs= sa
W
=2045.0
lb/jam 44.875
ft
= 997.222,22 lb/jam ft2
6) Bilangan Reynold, Res
Pada tavg = 329oF
µ = 0,024 cp × 2,42
= 0,058 lb/jam ft
Dari Fig.28 untuk OD tube 1 in
Pt = 1,25 in
De = 0,99 in = 0,0825 ft
Res =
se GxD
=
0,058
22,222.997 0.0825 x
= 141.846,26
5’) Laju alir massa, Gt
Gt = at
W
= 2297.0
lb/jam 295,42
ft
= 994,68 lb/jam.ft2
6’)Bilangan Reynold, Ret
Pada Tavg = 428oF
µ = 0,25 cp × 2,42 [Gb. 15]
= 0,605 lb/jam ft
Dari tabel 10 kern : untuk OD 1 in
BWG = 18
ID tube = 0,902 in = 0,075ft
Ret =
GtDt
= 605.0
68,949075.0 x
= 123,307
7) jH = 250 [Gb.28]
8) Pada tavg = 329oF
k = 0,021 Btu/jam ft2 (oF/ft)
c = 0,2435 Btu/lb oF
31
k
μ c
= 0,876
9) s
oh
=
31
e k
cμ
D
k jH
[Pers. 6.15]
= 55,745
10’) Tube wall temperature, tw
)t(Thh
htt aa
oio
iocw
[Pers. 5.31a]
= 340,56 oF
7) jH = 6 [Gb.24]
8) Pada tavg = 428oF
k = 0,0569 Btu/jam ft2 (oF/ft)
c = 0,544 Btu/lb oF
31
k
μ c
= 1,795
9) t
ih
=
31
t k
cμ
D
k jH
[Pers. 6.15]
= 8,17
hio/Φt = ho/Φt x
OD
ID
= 7,37 Btu/jam ft2 oF
11.a ) Φs Pada tw = 246,3oF
µw = 0,022cp × 2,42
= 0,05324 lb/jam ft
Φs = (µs/µw)0,14
= 1,012
12.a) Koreksi koefisien
ho = (ho/фs)фs [Pers. 6.36] [Eq. 6.36]
= 55,058 Btu/jam ft2 oF
11.b ) Φt Pada tw = 246,3oF
µw = 1,2 cp × 2,42
= 2,904 lb/jam ft
Φt = (µt/µw)0,14
= 0,823
12.b)Koreksi koefisien
hio = (hio/фt)фt [Pers. 6.36] [Eq. 6.36]
= 8,96 Btu/jam ft2 oF
13) Clean overall coefficient, UC
UC =oio
oio
hh
h h
= 7,706 Btu/jam ft2oF
14) Menghitung Factor Pengotor, RD
dimana, dari tabel 12 Kern didapat faktor Rd :
Fluida Panas Oil = 0,005 hr.ft2.oF/btu (Tabel 12. Kern, hal 845)
Fluida dingin udara = 0,002 hr.ft2.oF/btu (Tabel 12. Kern, hal 845)
faktor Rd minimal = 0,007 hr.ft2.oF/btu
Ud
1
= Rd
Uc
1
Ud
1
= 007.0
706,7
1
Ud
1= 0,136
Ud = 7,311 Btu/hr.ft2.oF
15)Actual Dirt Factor, Rd aktual dengan UD = 7,311 Btu/hr.ft2.oF
Rd = DC
DC
UU
UU
= 0,00701 Jam ft2oF/Btu
Rd yang diperlukan = 0.007 hr.ft2.oF/btu (Tabel 12. Kern, 1965).
Rdhitung> Rddiperlukan (memenuhi)
Pressure drop
1)
Res =
se GxD
=
0,058
22,222.997 0.0825 x
= 141.846,26
Dari Fig.28 Kern
f = 0,0012 ft2/in2
Pada ta = 329 oF
= 0,05 lb/ft3
S = 0,0008
IDs = 15,25 in = 1,27 ft
Number of course =
(N + 1 ) = 12 L/B = 72
1’) Ret = 123,307
Dari Fig.26 Kern
f = 0,0035
s = 0,09472
Gt = 994,68 lb/jam.ft2
Pressure drop
2) ΔPs = 10 x 5,22 sD s
)1(D G f 10
e
s
2
s
N
= 8,96 Psi
Allowable ΔPs = 10 psi
Pressure drop
2’) ΔPt = tt D x105,22 s
L.n G f
10
2
p
= 0,0002 Psi
3’) One Velocity Head, V2 / 2. g’
Dari fig.27 Kern, 1965
V2 / 2. g’ = 0,002
ΔPr = (4.n/s) x V2 / 2. g’
= 0,084
4’) ΔP. T = ΔPt + ΔPr
= 0,0846 Psi
Allowable ΔPt = 10 psi