LAMPIRAN F PERANCANGAN SPRAY DRYER (SD 301)

(1)

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 padalaju umpan yang tinggi

 Ukuran partikel dapat diatur dengan memodifikasi lubang keluarannya

(2)

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

(3)

 Massa yang ke Screw Conveyor : KH2PO4 =99,5₁₀₀×2.525,253 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

(4)

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)

(5)

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

(6)

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

(7)

∆Humpan 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 ∆Humpan ke CS-301, ∆H12 = m . HS3

= 4.789,246 kg/jam . 55,322 kJ/kg dry solid = 271.701,724 kJ/jam

∆Humpan 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

(8)

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/ft}3

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:

 masuk massa Vo kg/m3 1.474,926 kg/jam 4.789,246  Vo Vo = 3,247 m3_{/jam = 0,000902 m}3_/s Menentukan laju alir volumetrik udara :



masuk udara

(9)

kg/m3 0,616 kg/jam 20.354,956  Vo 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 ₌_Vsilinder _Vkonis = 2 0 3 60 sin 12 1 4 1 D H D    = 2 3 ) 866 , 0 ( 12 1 ) 4 ( 4 1 D D D   

(10)

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

(11)

Untuk menghitung tebal Spray Dryer digunakan persamaan : C P E f D P t      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 𝑡_𝑠 =_{18.750×0,8 –(0,6×17,635)}17,635 ×98,425 + 0,25

(12)

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 o_C

∆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.

(13)

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

(14)

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 , 0 5 , 0 293    G 

di_opt (Brownel, Young,1959)

dengan

diopt = diameter dalam pipa, mm

G = kecepatan aliran massa fluida, kg/s Ρ = densitas fluida, kg/m3

Pengecekan bilangan Reynolds

    ' ID G NRe a

(15)

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

(16)

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 = mix ρ 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 m 3_/s 0,0006 = 1,503 m/s

(17)

Bilangan Reynold, NRe : NRe = mix mix μ ID v ρ   = 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

(18)

2. Nozzle Aliran udara Masuk

Data perhitungan :

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

(19)

Laju alir volumetrik (Fv) : Fv = ρ G = 20.354,956 kg/jam _{0,616 kg/m}₃ = 33.043,76 m3_/jam = 9,178 m3/s  Nozzle Produk

3. Nozzle Aliran Produk MKP Data perhitungan :

= 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

(20)

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 = mix ρ G = 2.525,253 kg/jam _{2.338 kg/m}₃ = 1,08 m3/jam = 0,0003 m3/s Kecepatan aliran, v : v = A F_v = 0,0003 m 3_/s 0,0002 = 1,5 m/s

(21)

Bilangan Reynold, NRe : NRe = mix mix μ ID v ρ   = 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

(22)

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

(23)

H D2 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 – IDs2).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 – IDc2).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

(24)

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 – IDs2).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)

Ukuran Nozzle = 0,5 in

(25)

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

(26)

 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

(27)

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

1 1

2 2

(28)

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 (l 1 18.000 2 2

 (Pers. 4.21, brownell and Young, 1959) = ) 87 , 1 /18.000 (81,24 1 18,000 2 2 x 

= 14.038,54 lbm/in2 (<15,000 psi , sehingga memenuhi)

(29)

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 W Σ D n L) (H P 4 P 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

(30)

diasumsikan reaktor diletakkan dalam ruangan (fee from wind) dan lokasi pabrik diasumsikan bebas dari gempa, sehingga Pw = 0, kemudian persamaan di atas menjadi:

n W Σ P = 4 lb 8.035,662 m = 2.008,9155 lbm

Menghitung beban eksentrik : (fec) =

Z a P.

(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)

(31)

2. Lug Planning

Masing-masing penyangga memiliki 4 baut (bolt) Beban maksimum tiap baut:

Pbolt = b n 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 /in lb 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 M 6

(Pers.10.41, Brownell and Young, 1959)

My =









         ln 2 1 ₁ 1 4  e  l P

(Pers.10.40, Brownell and Young, 1959) dengan :

thp = tebal horizontal plat, in

(32)

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=









         1 0,125 625 , 0 . ) 6 ( 2 ln 3 , 0 1 . 4 2.120,944   = 545,2470

(33)

tbp = 12000 2470 , 545 6x

= 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 = psi 45 5 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)

(34)

dengan : fw = lebar flange = 3,284 in hb = kedalaman beam = 5 in m = n (diasumsikan awal) m n 0,95 h b 0,8 f_w l_e p_a

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:

(35)

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) = 10000in2 (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

(36)

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 = ₃ 0023 , 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.

(37)

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

(38)

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

(39)

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).

(40)

 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

(41)

2. Menghitung Dimensi Cyclone

Perancangan Cyclone dihitung dengan persamaan 16, p.1026 Perry ed.6

) ( . . . . 9 min       s Vc Nt BC Dp 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

(42)

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, ) ( . . . . 9 min       s Vc Nt BC Dp 1) -(1474,926 . 40 . 3,14 . 5,5 BC . 0,0289 . 9 10 5. -4  BC = 0,65 m

(43)

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

(44)

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

(45)

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

(46)

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 =

ρ f η Q   = _{0,8 × 18.774,9415×54,3123}5.628.328,532 = 6,89 ft3/jam = 195,1 liter/jam

Jumlah kebutuhan udara kering = 20.354,956 kg/jam = 44.780,9 lb/jam

(47)

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).

(48)

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 Q m_s  hotoil = 134 kg/jam kJ/kg 42.000 kJ/jam 532 5.628.328, _ = 134 L/jam

(49)

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

(50)

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 =



 









2 1



2 1 1 2 2 1 t T t T ln t T t T      = 139 oF 3. Temperatur Kalorik Tc = Tavg = ½ (T1 + T2) = 428oF tc = tavg =½ (t1 + t2) = 329oF

Area heat transfer

Overall heat transfer :

(51)

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 = F F ft jam Btu/ o 139o 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

(52)

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.ft2o_F

(53)

5) Laju alir massa, Gs Gs= s a W = ₂ 045 . 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 =  s e xG D = 0,058 22 , 222 . 997 0.0825 x = 141.846,26

5’) Laju alir massa, Gt

Gt = at W = ₂ 297 . 0 lb/jam 295,42 ft = 994,68 lb/jam.ft2 6’)Bilangan Reynold, Ret Pada Tavg = 428o_F 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 =  Gt Dt = 605 . 0 68 , 94 9 075 . 0 x = 123,307

(54)

7) jH = 250 [Gb.28] 8) Pada tavg = 329o_F k = 0,021 Btu/jam ft2 (oF/ft) c = 0,2435 Btu/lb oF 3 1 k μ c       = 0,876 9) s o h  = 3 1 e k cμ D k jH             [Pers. 6.15] = 55,745

10’) Tube wall temperature, tw

) t (T h h h t t a a o io io c w     [Pers. 5.31a] = 340,56 oF 7) jH = 6 [Gb.24] 8) Pada tavg = 428o_F k = 0,0569 Btu/jam ft2 (oF/ft) c = 0,544 Btu/lb oF 3 1 k μ c       = 1,795 9) t i h  = 3 1 t k cμ D k jH             [Pers. 6.15] = 8,17 hio/Φt = ho/Φt x       OD ID = 7,37 Btu/jam ft2 oF

(55)

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 = o io o io h h h h  = 7,706 Btu/jam ft2oF

(56)

14) Menghitung Factor Pengotor, RD

dimana, dari tabel 12 Kern didapat faktor Rd :

Fluida Panas Oil = 0,005 hr.ft2_.o_F/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 = 0.007 706 , 7 1 _ Ud 1 = 0,136 Ud = 7,311 Btu/hr.ft2_.o_F

15)Actual Dirt Factor, Rd aktual dengan UD = 7,311 Btu/hr.ft2.oF

Rd = D C D C U U U U  = 0,00701 Jam ft2oF/Btu

Rd yang diperlukan = 0.007 hr.ft2.oF/btu (Tabel 12. Kern, 1965). Rdhitung> Rddiperlukan (memenuhi)

(57)

Pressure drop 1) Res =  s e xG D = 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

(58)

Pressure drop 2) ΔPs = 10 x 5,22 s D s ) 1 ( D G f 10 e s 2 s   N = 8,96 Psi Allowable ΔPs = 10 psi Pressure drop 2’) ΔPt = t tD x10 5,22 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

(59)