LAMPIRAN F PERANCANGAN SPRAY DRYER (SD 301)

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

keluarannya

dapat

diatur

dengan

memodifikasi

lubang

c. Dasar pemilihan sistem aliran yaitu : 

Cocurent dipilih karena suhu keluaran produk lebih kecil dari suhu keluaran gas media pemanasnya.



1.

Produk yang dihasilkan lebih halus dan seragam.

Neraca massa pada Spray Dryer

F11 F9

F12

F14

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

 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 : 0,5

KH2PO4 = 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 BM

Neraca Massa Masuk F9

Komponen

Neraca Massa Keluar F12

F14

kg/kmol

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

2.276,619

2.512,627

Total

kg/jam

4.789,246 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


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


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)


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)


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)


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)


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 ∆H 9

Masuk

Keluar

(kJ/jam)

(kJ/jam)

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: Vo 

massa masuk

Vo 

4.789,246 kg/jam 1.474,926 kg/m3



Vo = 3,247 m3/jam = 0,000902 m3/s Menentukan laju alir volumetrik udara : Vo 

udara masuk



Vo 

20.354,956 kg/jam 0,616 kg/m3

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

Volume umpan

(wallas, hal 272)

= 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 =

1 1 D 2 H  sin 600 D 3 4 12

=

1 1 D 2 (4 D)  (0,866)D 3 4 12

1/ 3

D

 55,075  =    3,3683 

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 : t

P D C f  E  0,6 P

(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)

17,635 ×98,425

sehingga 𝑡𝑠 = 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 (1600 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 :

diopt  293  G 0,5   0,37

(Brownel, Young,1959)

dengan diopt = diameter dalam pipa, mm G

= kecepatan aliran massa fluida, kg/s

Ρ

= densitas fluida, kg/m3

Pengecekan bilangan Reynolds

NRe



G  ID 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 = 20,275 mm = 0,798 in

-0,35

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

=

=

G ρ mix 4.789,246 kg/jam 1.474,926 kg/m3

= 3,247 m3/jam = 0,000902 m3/s

Kecepatan aliran, v : v

=

=

Fv A 0,000902 m3 /s 0,0006

= 1,503 m/s

Bilangan Reynold, NRe :

NRe

=

=

ρ mix  v  ID μ mix 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


G ρ

=

=

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


=

=

G ρ mix 2.525,253 kg/jam 2.338 kg/m3

= 1,08 m3/jam = 0,0003 m3/s

Kecepatan aliran, v : v

=

=

Fv A 0,0003 m3 /s 0,0002

= 1,5 m/s

Bilangan Reynold, NRe :

NRe

=

=

ρ mix  v  ID μ mix 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 :

= 226.G0,5.ρ-0,35

diopt

= 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

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

Berat shell

= ¼.π.(ODs2 – IDs2).Hs.ρstell

(Foust, App. D-10, p. 742)

= 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

Berat conis

= 1/12.π.(ODc2 – IDc2).Hs.ρstell

(Foust, App. D-10, p. 742)

= 1/12.π.( 8,238 2 – 8,202 2). 7,1. 489 = 537,675 lb

c. Berat Atomizer Volume Atomizer = 1 D 2 H= 0,00157 m3 4 Vc

= 0,055 ft3

ρsteel

= 489 lb/ft3

(Foust, App. D-10, p. 742)

= volume koil x ρsteel

Berat koil

= 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)

Nozzle aliran F14 : Ukuran Nozzle

= 0,5 in

Berat Nozzle

= 2 lb

(fig.12.2. B & Y, 1959)


= 8 in

Berat Nozzle

= 30 lb

(fig.12.2. B & Y, 1959)


= 8 in

Berat Nozzle

= 30 lb

Berat nozzle total

= 2 + 4 +30 + 30

(fig.12.2. B & Y, 1959)

= 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).

a

h

2 /5 H

L

tbp

Gambar F.6. Sketsa sistem penyangga Spray Dryer

1 . Leg Planning Digunakan kaki (leg) tipe I-beam dengan pondasi dari cor atau beton. 2

1

1

2

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

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) =

P a =

=

18.000 (Pers. 4.21, brownell and Young, 1959) 1  (l /18.000. r 2 ) 2

18,000 1  (81,24 2 /18.000 x 1,87 2 )

= 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

P

4 Pw (H  L) Σ W  n D bc n

(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:

P

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

Menghitung beban eksentrik : (fec)

=

P. a Z

1959)

(Pers. 10.98, Brownell and Young,

=

2.008,9155 x 3,142 = 690,955 lbm/in2 9,135201

fc – fec

f =

= 14.038,54 lbm/in2 – 690,955 lbm/in2 = 13.347,59 lbm/in2 (psi)

Luas penampang lintang: A

=

=

P f

2.008,9155 13.347,59

(Pers. 10.98, Brownell and Young, 1959)

= 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 =

P nb

= 2.008,9155 lbm /4 = 502,23 lbm

Luas lubang baut: Pbolt f bolt

Abolt =

(Pers.10.35, Brownell and Young, 1959)

dengan : fbolt = stress maksimum yang dapat ditahan oleh setiap baut = 12,000 psi Abolt =

502,23 lb m 12.000 lb m /in

2

= 0,042 in2

Digunakan baut standar dengan diameter = ½ in (Tabel 10.4,Brownell and Young, 1959)

 Ketebalan plat horizontal thp

=

My

=

6 My f allow

P 4


  2l  1   1  (Pers.10.40, Brownell and Young, 1959) 1    ln e  

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: b = 9,5 in/6 in = 1,58; diambil 1,6 l

Dari tabel 10.6, Brownell and Young, 1959, diperoleh γ1 = 0,125 My=

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

= 545,2470

6 x 545,2470 12000

tbp =

= 0,522 in. Digunakan plat standar dengan ketebalan 5/8 in

 Ketebalan gusset (tg)

= 3/8 x thp


= 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

=

2.202,55 lb m = 4,04 in2 (= Abp min) 545 psi

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)

n

pa

0,95 h b

m

le

0,8 fw

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

tebal base plate: tbp

= (0,00015 x Pa x n2)1/2

= 10,9863 in

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

=

10.341,098lb 7,0023 ft 3

= 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.

Cyclone

Spray dryer

6m 3m Blower

6m 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

1.

Neraca massa pada Cyclone

F16 F12

F15

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).

 Massa yang keluar menuju Pneumatic Conveyor : 98

KH2PO4 = 100 × 12,626 kg/jam = 12,373 kg/jam

 Massa dan aliran gas yang dilepas ke lingkungan : 2

KH2PO4 = 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 Neraca Massa BM Masuk

Neraca Massa Keluar

Komponen F12

F15

F16

kg/jam

kg/jam

18,424

0,000

18,424

0,000

220,810

12,373

0,253

2.024,759

0,000

2.024,759

2.276,619

12,373

2.264,246

kg/kmol

H3PO4(g)

98

KOH(g)

56,1

KH2PO4(s)

136,1

H2O(g)

18

220,810 12,626

kg/jam

Total 2276,619

2. Menghitung Dimensi Cyclone

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

Dp min 

9 .  . BC Nt .  . Vc ( s   )

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,

Dp min 

5.10 - 4 

9 .  . BC Nt .  . Vc ( s   ) 9 . 0,0289 . BC 5,5 . 3,14 . 40 . (1474,926 - 1)

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

16,201 Psi

desain Kapasitas Dimensi

126,601 ft3 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

=

=

Q η f ρ 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 Massa

H1

∆H1 (m.H1)

(kg/jam)

(kJ/kg)

(kJ/jam)

20.354,956

303

Komponen

Udara kering Total

20.354,956

6.167.551,67 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 Massa

H2

∆H2 (m.H2)

(kg/jam)

(kJ/kg)

(kJ/jam)

Komponen

Udara kering Total

20.354,956

579,509

20.354,956

11.795.880,200 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:

ms 

Qhotoil = NHV

= 134 L/jam

5.628.328,532 kJ/jam  134 kg/jam 42.000 kJ/kg

Tabel F.7. Neraca Energi Total HE-101

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

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)

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

=

T1  t 2   T2  t 1  T  t  ln 1 2 T2  t 1 

= 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

=

=

Q U D . Δt

5.334.403 Btu/jam o

50 Btu / jam ft 2 F  139 o F

= 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

a"

=

0,5940

Length, L

=

ft2/lin ft

18,0000 Ft

Nt = A / L. a" Nt = 767,54 / 18 . 0,594 = 71,78 tube

Dipilih 72 tube ( Tabel 9 Kern )

Adapun data selengkapnya adalah sebagai berikut : Susunan tube

=

Jumlah aliran

=

1,0000 Pass

Pitch

=

1,2500 In

Diamater shell =

15,2500 In

A terkoreksi

=

square pitch

L.a".N

=

769,824 ft2

= Q/A.∆tLMTD

UD terkoreksi

=

49,85 Btu/jam.ft2 oF

Fluida dingin : Shell side, udara kering

Fluida panas : Tube side, Downtherm A 4’) Flow area,at

4) Flow area, as Buffle space,B = 0,2 x ID shell

Dari tabel 10 kern, untuk OD = 1 in =0,25 ft Clearance, C = Pt – OD

BWG = 18

= 0,25 in At’ = 0,594 in2 as = ID shell. B. C / (144 pt) = 0,045 ft2

at

= Nt. at'/144n

at = 0,297 ft2

5) Laju alir massa, Gs

W as

Gs=

=

5’) Laju alir massa, Gt

Gt

44.875 lb/jam 0.045 ft 2

=

=

295,42 lb/jam 0.297 ft 2

= 994,68 lb/jam.ft2

= 997.222,22 lb/jam ft2

6) Bilangan Reynold, Res

Pada tavg

W at

6’)Bilangan Reynold, Ret Pada Tavg = 428oF

= 329oF

µ = 0,25 cp × 2,42

µ = 0,024 cp × 2,42

[Gb. 15]

= 0,605 lb/jam ft

= 0,058 lb/jam ft

Dari Fig.28 untuk OD tube 1 in

Dari tabel 10 kern : untuk OD 1 in

Pt = 1,25 in

BWG = 18

De = 0,99 in = 0,0825 ft

Res =

De x G s



= 0.0825 x 997.222,22 0,058

ID tube = 0,902 in = 0,075ft

Ret =

=

Dt  Gt



0.075 x 994,68 0.605

= 123,307 = 141.846,26

7) jH = 250

[Gb.28]

7) jH = 6

[Gb.24]

8) Pada tavg

= 329oF

8) Pada tavg

= 428oF

k

= 0,021 Btu/jam ft2 (oF/ft)

k

= 0,0569 Btu/jam ft2 (oF/ft)

c

= 0,2435 Btu/lb oF

c

= 0,544 Btu/lb oF

cμ    k 

1

cμ    k 

3

= 0,876

h  k  cμ    9) o = jH  s  D e  k 

1

3

1

3

= 1,795

h  k  cμ    [Pers. 6.15] 9) i = jH  t  D t  k 

= 55,745

1

3

[Pers. 6.15]

= 8,17

 ID  hio/Φt = ho/Φt x    OD  = 7,37 Btu/jam ft2 oF 10’) Tube wall temperature, tw

tw  tc 

h io (Ta  t a ) h io  h o

[Pers. 5.31a] = 340,56 oF

11.a ) Φs Pada tw = 246,3oF

11.b ) Φt Pada tw = 246,3oF

µw = 0,022cp × 2,42

µw = 1,2 cp × 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] = 55,058 Btu/jam ft2 oF

13) Clean overall coefficient, UC UC =

h io h o h io  h o

= 7,706 Btu/jam ft2oF

= 2,904 lb/jam ft Φt = (µt/µw)0,14

= 0,823

12.b)Koreksi koefisien

hio = [Eq. (hio/ф 6.36] t)фt [Pers. 6.36] = 8,96 Btu/jam ft2 oF

[Eq

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 1 1 =  Rd Ud Uc

1 1 =  0.007 7,706 Ud 1 = 0,136 Ud

Ud = 7,311 Btu/hr.ft2.oF

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

=

UC  UD UC UD

= 0,00701 Jam ft2oF/Btu Rd yang diperlukan = 0.007 hr.ft2.oF/btu (Tabel 12. Kern, 1965). Rdhitung> Rddiperlukan

(memenuhi)

Pressure drop 1’) Ret = 123,307

1)

Res =

De x G s

Dari Fig.26 Kern

 f = 0,0035

= 0.0825 x 997.222,22 0,058

s = 0,09472 = 141.846,26

Dari Fig.28 Kern f = 0,0012 ft2/in2 o

Pada ta = 329 F = 0,05 lb/ft3

S = 0,0008

IDs = 15,25 in = 1,27 ft

Number of course =

(N + 1 ) = 12 L/B = 72

Gt = 994,68 lb/jam.ft2

Pressure drop f G s D s ( N 1) 2) ΔPs = s D es 5,22 x 1010

Pressure drop

2

= 8,96 Psi

2’) ΔPt =

f G 2p L.n s 5,22 x10 10 t D t

= 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 ΔPs = 10 psi

Allowable ΔPt = 10 psi

LAMPIRAN F PERANCANGAN SPRAY DRYER (SD 301)

Recommend Documents