56

BAB IV

PERANCANGAN UNIT PENGERING

PABRIK TEKNOLOGI PENINGKATAN KUALITAS BATUBARA

SKALA KOMERSIAL KAPASITAS 150 TON/JAM

4.1. Peralatan yang Dirancang

Peralatan-peralatan utama yang ada dalam unit pengering pabrik

Teknologi Peningkatan Kualitas Batubara skala komersial kapasitas 150 ton/jam

(untuk selanjutnya disebut CCP) ditunjukkan dalam Gambar 4.1. Dalam gambar

tersebut terlihat beberapa komponen bed pengering (plenum, pipa internal heater,

dan distributor) serta pipa transfer padatan (standpipe) yang digunakan untuk

mengalirkan padatan ke dalam maupun ke luar bed.

Peralatan yang akan dirancang dalam tulisan ini adalah silo sementara

(TS), bed pengering (FB1 dan FB2), siklon (C1 dan C2), serta pipa transfer

padatan (standpipe). Peralatan blower (B1 dan B2), flap gate (FG1 dan FG2), dan

rotary valve (RF1) tidak dirancang tetapi dipilih dari peralatan yang dijual di

pasaran. Peralatan-peralatan lain dalam Gambar 4.1 (yang tidak disebutkan di

atas) tidak dirancang/ dipilih dalam tulisan ini karena pertimbangan beberapa hal

(Tabel 4.1).

4.2. Metodologi Perancangan

Gambar 4.2 menunjukkan diagram alir perancangan awal unit pengering.

Sebelum perancangan peralatan dilakukan, maka beberapa aspek rancangan

dipilih berdasar kajian literatur dan kebutuhan rancangan unit pengering CCP.

Peralatan yang pertama dirancang adalah silo sementara yang merupakan

peralatan pertama dalam unit pengering yang dilewati batubara yang keluar dari

subsistem pengolahan awal. Perancangan silo sementara juga meliputi pemilihan

beberapa komponen yang berada di antara silo sementara dan bed 1 yaitu rotary

valve, flap gate, dan standpipe. Setelah geometri silo sementara didapatkan, maka

perancangan bed pengering dapat dilakukan. Perancangan bed pengering meliputi

perhitungan kondisi operasi dan geometri bed pengering (termasuk pipa internal

57

heater) serta kondisi operasi preheater tiap bed pengering. Kondisi operasi bed

pengering sedapat mungkin disesuaikan dengan spesifikasi blower yang

berhubungan dengan bed tersebut. Kondisi operasi ketiga rangkaian unit

pengering (subsistem pengering CCP) yang telah didapatkan, bersama dengan

beberapa peralatan dalam subsistem pembangkit daya, kemudian disimulasi

menggunakan perangkat lunak Cycle Tempo untuk menunjukkan keterkaitan

rancangan antara kedua subsistem tersebut. Setelah simulasi dilakukan, maka

perancangan awal siklon dan distributor tiap bed CCP dapat dilakukan.

batubara basah dari siklon kedua pneumatic conveying

+kumpulan batubara halus

dari unit operasi lain

P1

C2

standpipe

plenum

three way valve (damper)

FB1

distributor

pipa internal heater

FG2

TS

ke A

batubara kering kehopper mesin briket

batubara basah dari cyclone pertama

pneumatic conveying

C1

B1

FB2

P2

B2

FG4

FG5

three way valve (damper)

SG1

RF2

A

P3

FG3

SG2

FG1

RF1

standpipe

Gambar 4.1. Peralatan utama unit pengering CCP.

58

Tabel 4.1. Peralatan dalam unit pengering yang tidak dirancang

Peralatan Simbol dalam Gambar 4.1

Pertimbangan peralatan tidak dirancang dalam perancangan awal

preheater P1, P2

perancangan geometri peralatan dilakukan dalam tahap detil desain CCP. Dalam perancangan ini, hal yang dilakukan

hanyalah penentuan kondisi operasi kedua preheater tersebut

preheater P3 flap gate FG5

rotary vane RF2 slide gate SG1, SG2

Perancangan peralatan memerlukan data hasil perancangan subsistem pengolahan

awal

Gambar 4.2. Diagram alir perancangan

start

Kajian literatur

Kebutuhan desain

Pemilihan desain

Perancangan silo sementara

selesai

Perancangan siklon dan distributor bed

Simulasi unit pengering dan beberapa peralatan dalam subsistem pembangkit daya

(simulasi perancangan)

Perancangan bed pengering

59

4.2.1 Kebutuhan Rancangan

Kebutuhan rancangan merupakan dasar pemilihan rancangan dan dasar

penyusunan perhitungan dalam perancangan peralatan. Kebutuhan rancangan unit

pengering antara lain :

1. Kapasitas pengolahan batubara total subsistem pengering CCP adalah 150

ton/jam dengan kandungan air batubara masuk proses pengeringan adalah

30% (terhadap massa kering) dan bertemperatur 30°C. Proses pengolahan

batubara tersebut dibagi menjadi 3 jalur proses paralel yang masing-

masing dilayani oleh satu unit pengering. Jadi, kapasitas pengolahan

batubara tiap unit pengering adalah 50 ton/jam.

2. Proses pengolahan batubara dalam unit pengering ditujukan untuk

pengeringan dan pemanasan batubara. Kondisi batubara saat keluar dari

unit pengering adalah berkadar air 5% (terhadap massa kering) dan

bertemperatur 210°C.

3. Uap yang diperlukan untuk proses pengeringan dan pemanasan batubara

diusahakan serendah mungkin. Kebutuhan uap tersebut dipenuhi oleh

boiler yang ada dalam subsistem pembangkit daya CCP. Sebagai catatan,

kebutuhan uap untuk proses pengeringan dan pemanasan batubara pada

rancangan awal CPP adalah 0,7 kg uap/kg kandungan air batubara yang

menguap.

4.2.2 Pemilihan Rancangan

1. Proses pengeringan dan pemanasan batubara dilakukan dalam 2 tingkat

proses menggunakan 2 bed pengering yang berbeda. Meskipun demikian,

geometri kedua bed pengering tersebut sedapat mungkin dibuat serupa dan

disusun satu sama lain seperti dalam Gambar 4.1.

2. Sketsa geometri bed pengering CCP ditunjukkan dalam Gambar 4.3.

Ruang fluidisasi berupa kubus yang terletak dalam satu tabung. 2 sisi

vertikal kubus yang saling berhadapan merupakan tempat pipa inlet dan

pipa outlet batubara, sedang sisi vertikal lain merupakan tempat

pemasangan pipa internal heater. Pipa internal heater yang digunakan

berupa pipa horizontal yang disusun secara staggered.

60

3. Diameter batubara saat mengalami proses pengeringan berkisar antara 0,6–

1,5 mm dengan diameter rata-rata 1 mm.

4. Kondisi uap dari boiler yang digunakan sebagai uap pengering ditentukan

berdasar spesifikasi turbin yang digunakan CCP (turbin uap tipe impuls–

kondensing dengan daya output 6 MW). Kondisi uap yang digunakan oleh

unit pengering sama dengan uap yang digunakan oleh turbin tersebut,

yaitu uap bertemperatur 435°C dengan tekanan 34,32 bar (lihat Lampiran

B.4).

5. Tekanan maksimum proses fluidisasi dibatasi oleh spesifikasi flap gate.

Flap gate yang digunakan dalam perancangan awal ini mampu menahan

beda tekanan hingga 30 psi [19].

6. Kecepatan gas fluidisasi merupakan salah satu parameter yang berperan

dalam menentukan daerah fluidisasi (Gambar 4.4). Kecepatan uap

pengering dalam bed pengering CCP diatur sedemikian rupa sehingga

proses fluidisasi batubara berada dalam daerah bubbling fluidized bed.

Gambar 4.3. Geometri bed pengering

61

Gambar 4.4. Berbagai daerah fluidisasi [9]

4.2.3 Perancangan Silo Sementara

Perancangan silo sementara ditujukan untuk mendapatkan geometri

peralatan tersebut. Penentuan tersebut dilakukan berdasar:

1. pemilihan peralatan transfer padatan antara silo sementara dan bed pengering

(rotary valve, flap gate, dan standpipe). Pemilihan ini akan mempengaruhi

jumlah silo serta panjang dan lebar tiap silo tersebut

2. kapasitas penyimpanan silo sementara. Penentuan kapasitas penyimpanan silo

sementara akan mempengaruhi waktu reaksi subsistem pengolahan awal untuk

”menyesuaikan” debit batubara yang masuk ke dalam silo sementara. Debit

batubara yang masuk ke dalam silo sementara bervariasi terhadap waktu

karena adanya variasi karakteristik batubara hasil proses size reduction dalam

subsistem pengolahan awal.

3. Rancangan dipleg siklon pneumatic conveying pertama dalam subsistem

pengolahan awal CCP. Rancangan ini berpengaruh pada tinggi silo sementara.

Dalam perancangan awal ini, rancangan dipleg siklon pneumatic conveying

62

tersebut diasumsikan berjumlah satu buah dan langsung dihubungkan dengan

bagian atas (bagian inlet) silo sementara. Asumsi ini menyebabkan tinggi silo

sementara yang didapat dari perancangan awal ini adalah tinggi silo

maksimum (bila jumlah kaki silo sementara lebih dari satu, maka tinggi silo

akan selalu lebih rendah dari tinggi silo yang didapat dari perancangan awal

ini).

Setelah silo sementara, jalur yang dilewati batubara sebelum masuk ke bed

1 adalah rotary valve, flap gate, dan standpipe. Rotary valve diperlukan untuk

mengatur aliran batubara ke dalam flap gate sekaligus mengurangi beban

penekanan pintu flap gate oleh batubara dalam silo sementara. Pemilihan rotary

valve dilakukan berdasar spesifikasi dan jumlah flap gate yang digunakan.

Pemilihan rotary valve tersebut akan menghasilkan ukuran outlet hopper silo

sementara sedangkan pemilihan flap gate akan menghasilkan ukuran standpipe.

Sketsa bentuk silo sementara CCP ditunjukkan dalam Gambar 4.5.

Kapasitas penyimpanan silo bergantung pada berat material yang akan disimpan,

tipe material yang disimpan, dan kondisi penggunaan silo [13]. Kapasitas

penyimpanan efektif silo, VE, dipengaruhi oleh kapasitas total silo (kapasitas

geometri/ water capacity), VW, dan volume yang hilang dalam silo (loss volume),

VL. Volume yang hilang tersebut dipengaruhi oleh lokasi dan jumlah titik masuk

material (center of feeding dalam Gambar 4.5) dan angle of repose material yang

disimpan( rφ ). Semakin banyak jumlah titik masuk material maka jumlah volume

yang hilang akan semakin sedikit. Dalam perancangan awal ini, jumlah titik

masuk batubara ke dalam silo sementara diasumsikan berjumlah satu sehingga

volume hilang silo sementara tersebut adalah volume hilang paling besar, atau

dapat dikatakan bahwa ukuran silo sementara tersebut adalah ukuran silo terbesar.

Untuk memperkecil ukuran silo sementara, maka jumlah titik masuk

material ke dalam silo sementara perlu diperbanyak. Karena panjang dan lebar

silo sementara bergantung pada peralatan transfer padatan antara silo sementara

dan bed pengering, maka silo sementara dengan jumlah titik masuk material yang

lebih banyak tersebut akan memiliki tinggi silo yang lebih rendah daripada tinggi

silo sementara yang didapatkan dalam perancangan awal ini.

63

Gambar 4.5. Kapasitas efektif silo [13]

Aliran padatan dalam silo sementara ditujukan untuk mendapatkan aliran

mass flow. Terjadinya aliran mass-flow dalam suatu tempat penyimpanan padatan

ditentukan oleh sudut inklinasi dinding hopper, α, serta satu sifat partikel lain

yaitu hopper wall friction angle, φr (Gambar 4.6). Besar sudut inklinasi dinding

hopper dalam rancangan silo sementara CCP adalah 60°. Penentuan sudut tersebut

didasarkan pada pengalaman dalam penelitian CUT sebelumnya. Besar φr sulit

ditentukan karena efek kehalusan dinding pada gesekan partikel belum diketahui

dengan baik [13]. Dalam perancangan ini, besar sudut tersebut juga belum

diketahui karena belum ada pengujian sifat partikel tersebut. Meskipun demikian,

dari [23], besar hopper wall friction angle untuk batubara halus (pulverised coal)

pada dinding baja berkisar antara 15-18°, sehingga desain hopper silo sementara

di atas masih memenuhi kriteria aliran mass flow (Gambar 4.6).

Silo sementara CCP didesain untuk dapat menampung batubara seberat

12,5 ton. Kapasitas penyimpanan ini diharapkan dapat membantu dalam

mengatasi variasi debit batubara yang ditangkap oleh siklon pneumatic conveying

pertama dalam subsistem pengolahan awal CCP. Variasi debit batubara tersebut

disebabkan oleh variasi karakteristik batubara ketika mengalami proses size

reduction dan pneumatic conveying CCP. Variasi karakteristik tersebut akan

menghasilkan distribusi ukuran partikel yang bervariasi sehingga jumlah batubara

yang ditangkap oleh siklon pertama juga akan bervariasi.

Kapasitas geometri silo

12 3

1BLHBLHVW += ..(4.1)

Loss volume silo kubus dengan panjang sisi L rsiloL LfV φtan33= ...........(4.2)

Kapasitas penyimpanan efektif silo

LWE VVV −= ................(4.3)

64

Gambar 4.6. Batas mass flow dan funnel flow untuk wedge-shaped hopper [13]

4.2.4 Perancangan Bed Pengering

Untuk mendapatkan kondisi operasi dan geometri bed pengering CCP,

perlu dilakukan suatu simulasi perhitungan untuk mendapatkan kondisi operasi

pengeringan dan pemanasan batubara paling optimum. Simulasi tersebut

dilakukan dengan menggunakan spreadsheet Excel dan bantuan add-ins excel

Fluidprop (untuk mengevaluasi sifat fluida). Simulasi yang dilakukan meliputi

evaluasi kondisi operasi terhadap proses pemanasan dan pengeringan batubara

dalam bed, geometri bed, serta proses fluidisasi dalam bed.

Diagram alir perhitungan tiap bed CCP dalam perhitungan spreadsheet

ditunjukkan dalam Gambar 4.7. Hal pertama yang dilakukan adalah penentuan

kondisi input dan output batubara, antara lain pengurangan kandungan air

batubara, temperatur batubara masuk bed, dan tekanan bed. Asumsi geometri bed

dan pipa internal heater diperlukan untuk langkah perhitungan selanjutnya

(perhitungan kondisi fluidisasi). Geometri yang ditetapkan antara lain dimensi bed

serta konfigurasi pipa-pipa internal heater.

65

Gambar 4.7. Diagram alir perhitungan bed pengering

Kondisi fluidisasi dalam bed didapatkan dari perhitungan karakteristik

fluidisasi sesuai dengan daerah proses fluidisasi tersebut (Gambar 4.8). Ketika

suatu bed yang terdiri dari partikel-partikel padatan dialiri dengan gas, maka gas

tersebut akan mengalir melewati ruang antara partikel-partikel tersebut. Semakin

tinggi kecepatan gas tersebut, maka partikel akan bergerak dari kondisi diamnya

(bergerak dari kondisi fixed bed dalam Gambar 4.8). Kondisi ketika gaya gesek

antara partikel dan gas seimbang dengan berat partikel disebut dengan kondisi

minimum fluidisasi [9]. Kecepatan gas pada saat tersebut disebut dengan

kecepatan minimum fluidisasi. Ketika kecepatan gas dinaikkan, maka terjadi

Perhitungan kondisi fluidisasi

Perhitungan kondisi operasi

bed pengering

Perhitungan geometri

internal heater

Geometri yang didapat “serupa” dengan asumsi geometri ?

selesai

mulai

ya

tidak

Kondisi input dan output batubara

Asumsi geometri internal heater

66

bubbling fluidization dimana terbentuk gelembung-gelembung gas di dalam bed.

Ketika kecepatan dinaikkan kembali, maka gelembung akan tumbuh semakin

besar dan bubbling bed akan berubah menjadi turbulent bed. Kecepatan dimana

gelembung mencapai diameter gelembung maksimal yang stabil disebut sebagai

Uc. Ketika kecepatan tersebut terus dinaikkan, maka gelembung besar tersebut

akan pecah menjadi gelembung yang lebih kecil dan terjadilah turbulent bed.

Kecepatan pada saat tersebut disebut sebagai Uk. Ketika Uk dinaikkan terus, maka

kecepatan gas akan cukup untuk mengangkut batubara. Kecepatan transport

padatan tersebut disebut sebagai Utr [9].

Gambar 4.8. Berbagai jenis daerah fluidisasi [9]

Daerah fluidisasi dalam bed CCP adalah daerah bubbling fluidization.

Untuk mendapatkan kondisi tersebut, berbagai parameter fluidisasi perlu

ditentukan antara lain kecepatan minimum fluidisasi, Uc, Uk, dan Utr. Kecepatan

tersebut didapat dari bilangan Reynold pada daerah fluidisasi yang terjadi, yaitu

1. Bilangan Reynold pada kecepatan minimum fluidisasi [24]

( )[ ]25,02 97,280494,07,28Re −+= Armf .........................(4.4)

2. Bilangan Reynold saat Uc [25]

45,024,1Re Arc = .............................................................(4.5)

3. Bilangan Reynold saat Uk [26]

941,0

136,031,16Re

=

gD

UAr t

k ; Ar ≤ 125 ......................(4.6a)

67

0015,0

419,0274,2Re

=

gD

UAr t

k ; Ar > 125 ...................(4.6b)

4. Bilangan Reynold saat Utr [26]

419,028,2Re Arc = ...........................................................(4.7)

Kecepatan terminal partikel, Ut dalam Persamaan 4.6a dan 4.6b adalah

kecepatan dimana partikel tunggal akan terangkut oleh aliran gas. Kecepatan ini

berbeda dengan kecepatan saat terjadi lean phase fluidization with pneumatic

transport (Utr) karena Utr berlaku untuk proses fluidisasi yang terdiri dari berbagai

ukuran partikel. Persamaan yang digunakan untuk mendapatkan kecepatan

terminal partikel tersebut adalah [27]

( ) 31

2

*

−=

µρρρ g

UUgpg

tt ...................................................(4.8)

dimana

( ) ( )

1

5,0*2*

* 744.1335.218−

−+=pp

tdd

Uφ

; 0,5 < φ < 1 .........................(4.9)

31* Ard p = ...................................................................................(4.10)

Perhitungan parameter-parameter dalam Persamaan 4.3 sampai 4.9

memerlukan beberapa sifat batubara sebagai partikel yang difluidisasi (Tabel 4.2).

Tabel 4.2. Sifat batubara yang digunakan dalam perhitungan karakteristik

fludisasi

Sifat Besar Sumber

true density, ρs 1111 kg/m3 [28] sphericity (pulverised coal) 0,73 [29]

densitas batubara basah

( )

ms

s

s

X

X

ρρρ

+

+

1

1

[30]

68

Dengan diketahuinya beberapa parameter fluidisasi, maka kecepatan uap

fluidisasi (kecepatan operasi) dapat ditentukan. Kecepatan tersebut berada

diantara kecepatan minimum fluidisasi dan Uc. Dari kecepatan operasi dan luas

penampang bed, maka laju aliran massa uap pengering dapat diketahui. Besaran

tersebut diperlukan untuk perhitungan selanjutnya yaitu perhitungan

kesetimbangan energi bed.

Energi yang diperlukan proses (untuk pemanasan dan pengeringan

batubara dari kadar air Xin ke kadar air Xout) dapat dinyatakan dengan

( )

+

++−+= ∫∫∫∫

outs

ins

outs

satbed

satbed

ins

outs

ins

T

T

wpout

T

T

vpfg

T

T

wpoutin

T

T

spsreq dTcXdTchdTcXXdTcmQ,

,

,

,

,

,

,

,

,,,,&&

( )( )

+−−+= ∫∫

outs

ins

insouts

outs

ins

T

T

wpoutTwTwoutin

T

T

sps dTcXhhXXdTcm,

,

,,

,

,

,,,, & .....(4.11)

Penjelasan besaran-besaran dalam ruas kanan Persamaan 4.11 ditunjukkan

dalam Tabel 4.3.

Tabel 4.3. Besaran dalam Persamaan 1.1

Besaran Penjelasan

∫outs

ins

T

T

sps dTcm,

,

,& energi untuk memanaskan batubara (tanpa kandungan air)

( )

++− ∫∫

outs

satbed

satbed

ins

T

T

vpfg

T

T

wpoutins dTchdTcXXm,

,

,

,

,,& energi untuk memanaskan dan menguapkan kandungan air batubara

∫outs

ins

T

T

wpouts dTcXm,

,

,& energi untuk memanaskan sisa kandungan air batubara

Asumsi yang digunakan dalam penyelesaian Persamaan 4.11 antara lain :

1. Temperatur tiap partikel batubara dianggap seragam (termasuk temperatur

kandungan air)

2. Dalam bed 1, kandungan air yang menguap saat proses pengeringan adalah

free moisture. Pada tahap proses ini, seluruh partikel padatan akan terlapisi

dengan kandungan air batubara sehingga temperatur batubara adalah

temperatur jenuh air pada tekanan bed (termasuk temperatur keluar

69

batubara dari bed). Pada kondisi bed 2, kandungan free moisture

diasumsikan telah habis sehingga tidak semua lapisan batubara akan

terlapisi dengan dengan kandungan air batubara. Kondisi ini menyebabkan

temperatur keluar padatan dari bed 2 lebih besar daripada temperatur jenuh

pada tekanan bed 2.

3. Sifat termodinamika fluida dalam bed dan internal heater dievaluasi

berdasar tekanan masuk bed.

4. Temperatur keluar uap pengering (yang merupakan media fluidisasi) dari

bed sama dengan temperatur keluar padatan. Hal ini disebabkan karena

tingginya efektivitas kontak uap pengering dan padatan dalam proses

fluidisasi. Asumsi ini juga diperkuat dengan hasil kalkulasi prediksi

volume bed yang diperlukan untuk mencapai kesetimbangan termal antara

bed dan padatan yang jauh lebih kecil dari volume proses fluidisasi [30]

5. Kalor jenis batubara dianggap konstan (cp,s = 1260 kJ/kg K [10])

Energi yang diperlukan dalam Persamaan 4.11 seluruhnya dipenuhi dari

penurunan kalor uap pengering (Persamaan 4.12) dan penurunan kalor uap

internal heater (Persamaan 4.13).

( )outginggg hhmQ ,, −= & ................................................................(4.12)

( )outihinihihih hhmQ ,, −= & ...............................................................(4.13)

Dengan diketahuinya kondisi input dan output internal heater, maka

perhitungan geometri internal heater dapat dilakukan. Penurunan kalor yang

dialami fluida dalam internal heater harus memenuhi persamaan

LMTDAUQih ..=& ........................................................................(4.14)

Koefisien perpindahan panas total, U, dalam Persamaan 4.14 didapatkan

dari persamaan

pipeihinpipe

outpipeihpipef

inpipe

outpipe

inpipe

outpipe

pipe

outpipepipebedf

ihbed hd

dR

d

d

d

d

k

dR

hU →→→

→

++

++=

,

,,

,

,

,

,,, ln

2

11

.....................................................................................................(4.15)

70

Besar koefisien perpindahan panas bed ke permukaan pipa internal heater

(pipa horizontal) didapatkan dari persamaan [31]

2250Reuntuk

Pr420

3,03,0

32

2,

≥

=

pg

s

g

ggpipe

ps

gg

g

s

g

pipeihbed Ud

dgk

dh

ρρ

µρ

ρµ

ρρ

.................(4.16a)

atau

( )

2250Reuntuk

1Pr66,0

44,044,0

3,0,

<

−=

pg

s

g

ggpipe

g

sg

g

pipeihbed Ud

k

dh

ρρ

µρ

ερερ

...............(4.16b)

Komponen lain dalam koefisien perpindahan panas total internal heater

adalah koefisien perpindahan panas di dalam pipa internal heater. Profil

temperatur bed dan fluida internal dalam bed pengering CCP ditunjukkan dalam

Gambar 4.9. Titik 1 merupakan titik masuk fluida internal heater ke dalam pipa

internal heater, sedang titik 4 merupakan titik keluar fluida internal heater dari

pipa internal heater. Dalam Gambar 4.9 tersebut, terlihat bahwa internal heater

terdiri dari 3 daerah dengan koefisien konveksi yang berbeda, yaitu daerah 1-2,

daerah 2-3, dan daerah 3-4. Daerah 1-2 dan daerah 3-4 adalah daerah dimana

fluida internal heater mengalami penurunan temperatur sedang daerah 2-3 adalah

daerah dimana fluida internal heater mengalami kondensasi. Koefisien

perpindahan panas dalam bagian internal heater yang mengalami penurunan

temperatur dapat didekati dengan Persamaan Dittus-Boetler [32]

4,08,0 PrRe023,0 ihihih

pipepipeih

k

dh=→ ...................................................(4.17)

Pada bagian internal heater yang berkondensasi, persamaan koefisien

perpindahan panas yang digunakan bergantung pada jenis aliran 2 fasa (stratified

atau annular) yang terjadi dalam segmen pipa internal heater yang dievaluasi.

Kriteria jenis aliran yang terjadi dalam pipa dan persamaan yang digunakan dalam

perhitungan koefisien perpindahan panas ditunjukkan dalam Tabel 4.4.

71

Gambar 4.9. Profil temperatur fluida internal heater dan bed

Tabel 4.4. Jenis aliran dan persamaan kondensasi dalam pipa

Kriteria Jenis aliran

Persamaan yang digunakan Sumber persamaan

UG*≤ 0,5 stratified

( )

Γ−

hL

vlll

gk

µρρρ

76,0 ……………..(4.18a) [33]

UG*≥ 1,5 annular

+

2PrRe021,0

5,05,043,08,0 outin

i

l JJ

d

k...(4.18b) [33]

0,5<UG*< 1,5 transisi ( )( )straanGan hhUh −−+ 5,1* ...............(4.18c) [32]

Keterangan :

( )[ ] 5,0

5,0*

gl

gGG

gD

UU

ρρρ−

= = parameter Wallis..............................(4.19)

xJv

vl

−+=

ρρρ

1 ...................................................................(4.20)

Perhitungan koefisien perpindahan panas dalam daerah fluida internal

heater yang berkondensasi dilakukan dengan membagi pipa internal heater dalam

20 segmen pipa dimana pada tiap segmen pipa, kualitas uap dalam internal heater

turun sebesar 0.05. Pada tiap segmen pipa tersebut, koefisien perpindahan panas

fluida internal heater didapatkan dengan menggunakan Persamaan 4.18 hingga

4.20 sehingga didapatkan koefisien perpindahan panas total, U. Selain koefisien

tersebut, penurunan kalor fluida internal heater pada tiap segmen pipa tersebut

juga dianalisis. Dengan didapatkannya koefisien perpindahan panas total (U) dan

Tih,in

Tih,sat

Tbed Tih,out

2 1 3 4

Posisi sepanjang pipa internal heater

tem

pera

tur

72

penurunan kalor fluida internal heater (Q& ), maka panjang pipa internal heater

yang diperlukan juga akan didapat.

Komponen lain dalam koefisien perpindahan panas total internal heater ke

bed adalah konduktivitas termal pipa dan dimensi pipa. Konduktivitas termal pipa

dalam perancangan ini diasumsikan sebesar 45 W/mK [32], sedangkan dimensi

pipa mengacu pada standar pipa komersial schedule 40 [34].

Komponen terakhir dalam koefisien perpindahan panas total internal

heater adalah hambatan fouling yang ada di permukaan dalam dan luar pipa

internal heater. Besar hambatan fouling antara permukaan luar pipa internal heater

dan bed diasumsikan sebesar 9.10-4 m2K/W. Nilai ini adalah besar hambatan

fouling untuk aliran uap proses. Besar hambatan fouling antara permukaan dalam

pipa internal heater dan fluida internal heater bergantung pada kondisi fluida

internal heater tersebut. Ketika fluida mengalami penurunan temperatur, besar

hambatan fouling adalah 9.10-4 m2K/W sedang untuk fluida yang berkondensasi

adalah 1,75.10-4 m2K/W [32].

4.2.5 Simulasi Perancangan

Simulasi yang dilakukan dalam tahap perancangan ini adalah simulasi

kondisi operasi unit pengering dan subsistem pembangkit daya dengan

menggunakan perangkat lunak Cycle Tempo. Asumsi yang digunakan dalam

simulasi tersebut adalah

− Kondisi tunak

− Temperatur partikel batubara yang seragam

− Kandungan air batubara yang menguap adalah kandungan free moisture

− Penurunan tekanan dalam bed diwakili dengan penggunaan sebuah katup

penurun tekanan

− Kondisi batubara dan uap pengering saat keluar bed memiliki temperatur

yang sama

Skema simulasi kondisi operasi tiap bed dalam unit pengering CCP

ditunjukkan dalam Gambar 4.10. Arti simbol-simbol dalam Gambar 4.10

ditunjukkan oleh Gambar 4.11. Dalam Gambar 4.10, sebagian batubara

dipanaskan oleh uap internal heater (A1 ke A3) sedangkan sisa batubara tersebut

73

(A2 ke A4) dipanaskan oleh uap pengering bed yang selalu disirkulasi oleh

blower dan dipanaskan kembali oleh preheater. Pembagian aliran massa juga

diberlakuan pada kandungan air batubara yang tidak menguap (B1 dan B2) dan

kandungan air batubara yang menguap (C1 dan C3). Kedua kandungan air

tersebut dipisahkan karena kandungan air batubara yang tidak menguap hanya

mengalami kenaikan temperatur sedangkan kandungan air batubara yang

menguap mengalami kenaikan temperatur dan perubahan fasa. Kandungan air

batubara yang menguap tersebut kemudian digabungkan untuk disirkulasi kembali

melewati blower. Three way valve / damper dalam Gambar 4.10 digunakan untuk

memisahkan kelebihan uap sirkulasi bed yang berasal dari kandungan air batubara

yang menguap, sedang katup penurunan tekanan ditujukan untuk mewakili

kondisi penurunan tekanan yang terjadi dalam bed.

Setelah simulasi seperti dalam Gambar 4.10 dilakukan pada bed 1 dan bed

2, simulasi tersebut kemudian dilanjutkan dengan penambahan peralatan dalam

unit pembangkit daya. Skema simulasi unit pengering dan subsistem pembangkit

daya ini ada dalam Lampiran E. Tujuan dari dilakukannya simulasi tersebut

adalah pengintegrasian rancangan ketiga unit pengering CCP dengan subsistem

pembangkit daya sekaligus untuk mendapatkan Gambaran proses-proses utama

dalam pabrik. Hasil simulasi tersebut ditunjukkan dalam Lampiran E.

4.2.6 Perancangan Siklon

Fungsi utama siklon dalam unit pengering CCP adalah

− Memisahkan batubara yang masih terbawa oleh uap fluidisasi keluar bed

− Melindungi komponen-komponen atau peralatan yang ada setelah siklon,

yaitu three-way valve / damper, blower, plenum dan distributor bed

pengering, serta internal heater bed lain yang akan dialiri sebagian gas

keluaran siklon. Bila gas mengandung padatan dalam jumlah besar, maka

padatan tersebut dapat merusak komponen-komponen atau peralatan yang

disebutkan di atas.

74

Gambar 4.10. Skema simulasi Cycle Tempo bed 2

Gambar 4.11. Beberapa simbol dalam perangkat lunak Cycle Tempo

Faktor utama yang berperan dalam pemilihan rancangan siklon adalah

debit uap masuk siklon, beban padatan, dan ketersediaan ruang untuk siklon

(terutama ketinggian). Uap yang masuk ke dalam siklon merupakan uap yang

keluar dari bed pengering. Uap tersebut memiliki debit yang besar sehingga siklon

75

yang digunakan adalah siklon paralel tetapi dengan menggunakan satu hopper

kaki siklon (tempat pengumpulan batubara) yang sama (Gambar 4.12).

(a) (b)

Gambar 4.12. (a) Cyclone tipe reverse flow, (b) Multiple parallel cyclone [35]

Siklon yang digunakan unit pengering merupakan siklon tipe reverse flow

(Gambar 4.12). Dalam perancangan ini, desain siklon yang digunakan adalah

desain siklon standar (Tabel 4.7) karena belum ada data yang dapat digunakan

dalam penentuan beban siklon (laju aliran massa partikel dan distribusi ukuran

partikel yang masuk ke dalam siklon). Nomenklatur dimensi dalam Tabel 4.5

tersebut ditunjukkan dalam Gambar 4.12.

Tabel 4.5. Dimensi standar siklon [35]

76

Kurva performansi siklon standar dalam Tabel 4.5 pada kondisi tes standar

ditunjukkan dalam gambar 4.13. Kurva performansi tersebut dapat diubah menjadi

kurva performansi untuk siklon yang memiliki dimensi dan kondisi operasi yang

berbeda dengan siklon standar tersebut, yaitu dengan menggunakan Persamaan

4.21 untuk tiap efisiensi pemisahan padatan siklon. Kondisi standar yang

digunakan untuk mengevaluasi Persamaan 4.21 ditunjukkan dalam Tabel 4.6.

( )( )

5,03

,

,,,

−−

=

std

dsg

dsggs

stdgs

dsg

std

stdsiklon

dsgsiklonstdpdsgp Q

Q

d

ddd

µµ

ρρρρ

......(4.21)

Gambar 4.13. Kurva performansi siklon Stairmand high-efficiency

pada kondisi standar [33]

Tabel 4.6. Dimensi dan kondisi operasi siklon standar dalam Persamaan 4.21 [33]

Dimensi/ kondisi operasi Besar

Diameter siklon 0,203 m Debit gas 223 m3/jam

Beda densitas padatan-gas 2000 kg/m3

Viskositas gas 0,018 mNs/m2

4.2.7 Perancangan Distributor

Distributor merupakan komponen yang digunakan untuk mengalirkan uap

fluidisasi dari plenum bed ke ruang fluidisasi. Rancangan distributor tersebut

77

menentukan kondisi gelembung yang terjadi di dalam bed sehingga juga

berpengaruh pada kondisi fluidisasi dalam bed. Gambar 4.14 menunjukkan

beberapa tipe distributor bed.

Gambar 4.14. Beberapa tipe distributor [9]

Perancangan distributor bed dimulai dengan pemilihan bentuk distributor

bed yang akan digunakan. Pemilihan bentuk tersebut didasarkan pada

pertimbangan ukuran bed, tingkat penurunan tekanan uap yang terjadi di

distributor, dan penetrasi jet yang terjadi pada tempat keluar gas dari distributor

(Gambar 4.15). Dari keempat tipe distributor dalam Gambar 4.14, distributor yang

paling cocok digunakan untuk CCP adalah distributor tipe bubble cap.

Penggunaan distributor tipe perforated plate pada bed CCP yang lebar akan

memerlukan konstruksi yang kompleks. Tipe distributor sparger biasanya tidak

memberikan distribusi gas yang baik untuk bed yang lebar, sedangkan tipe

distributor conical grid biasanya digunakan untuk bed yang tinggi.

Penetrasi jet adalah penetrasi aliran gas dari distributor ke dalam bed.

Penetrasi jet yang saling bertabrakan antara 2 distributor yang bersebelahan dapat

menyebabkan penggabungan gelembung sehingga proses fluidisasi menjadi

kurang baik. Panjang Lhor dalam Gambar 4.15 dapat didekati dengan persamaan

[36]

( )2.02.04.02

125.5

−=

h

p

p

g

pmfp

hg

h

hor

d

d

gd

U

d

L

ρρ

ερρ

.............. (4.22)

Panjang penetrasi jet untuk orientasi lubang grid lain (orientasi ke atas dan

ke bawah) dapat didekati dengan persamaan [36]

downhorup LLL 32 ≈≈ ......................................................... (4.23)

78

Dari Persamaan 4.23, dapat dilihat bahwa orientasi distributor yang

memiliki penetrasi jet paling pendek adalah distributor dengan orientasi jet ke

bawah. Meskipun demikian, penurunan tekanan pada distributor dengan orientasi

ke bawah umumnya lebih besar dibanding dengan distributor dengan orientasi lain

[36].

Gambar 4.15. Penetrasi jet pada lubang distributor pada berbagai

orientasi lubang [9]

Dari pertimbangan-pertimbangan di atas, maka distributor yang dipilih

untuk distributor bed CCP adalah distributor tipe bubble cap. Perancangan jumlah

dan ukuran distributor tersebut ditentukan dengan metoda trial and error. Jumlah

dan ukuran distributor ditentukan secara kasar untuk kemudian dianalisis

penurunan tekanan gas yang terjadi dan penetrasi jet yang terjadi. Pedoman desain

yang umum digunakan dalam penentuan besar penurunan tekanan gas melewati

distributor tipe bubble cap adalah [36]

bedd PP ∆<∆ 3.0 ............................................................................(4.23)

Selain distributor, posisi pipa inlet uap pengering ke dalam plenum bed

juga memiliki peran penting dalam menghasilkan aliran seragam di antara

distributor bed. Posisi inlet pipa uap pengering CCP ditunjukkan dalam Gambar

4.16a. Posisi tersebut lebih direkomendasikan dibanding penggunaan pipa inlet

seperti dalam Gambar 4.16b karena pada posisi ini, gas cenderung melewati

distributor yang terletak di bagian tengah [36].

79

4.3 Hasil Perancangan

Perhitungan perancangan silo sementara, bed pengering, siklon, dan

geometri awal distributor CCP dilakukan dengan menggunakan suatu

spreadsheet. Output perhitungan tersebut adalah suatu lembar perhitungan yang

ada dalam Lampiran C. Kondisi operasi tiap bed pengering dari lembar

perhitungan tersebut digunakan sebagai dasar simulasi unit pengering-subsistem

pembangkit daya CCP dengan menggunakan perangkat lunak Cycle Tempo

(Lampiran D).

Gambar 4.16. Konfigurasi pipa inlet plenum dari samping, (a) Horizontal-vertikal

(ke bawah); (b) Horizontal-vertikal (ke atas) [9]

Penjelasan berikut merupakan ringkasan dari hasil perhitungan atau

simulasi yang telah dilakukan dalam tulisan ini. Ringkasan ini nantinya akan

dianalisis dalam Bab V.

4.3.1 Rotary Valve dan Flap Gate

Tabel 4.7 menunjukkan spesifikasi dan jumlah rotary valve maupun flap

gate yang berada di antara silo sementara dan bed 1. Dalam tabel tersebut terlihat

bahwa kapasitas operasi flap gate pada kondisi rancangan lebih kecil daripada

kapasitas operasi flap gate berdasar katalog. Hal ini disesuaikan dengan

rekomendasi pabrik pembuat flap gate dimana kapasitas operasi flap gate pada

kondisi rancangan sebaiknya berkisar antara 60–80% dari kapasitas operasi flap

gate yang ada dalam katalog. Spesifikasi dan jumlah flap gate dalam Tabel 4.7

80

juga merupakan spesifikasi dan jumlah flap gate yang terletak diantara bed 1 dan

bed 2.

Tabel 4.7. Spesifikasi dan jumlah rotary valve dan flap gate

Besaran Rotary Valve Flap Gate

Pembuat Donaldson Torit Plattco Model CI – machined model 8” H series pneumatic – 18”

Kapasitas operasi (berdasar katalog)

528 cfh 540 cfh

Kapasitas operasi (kondisi rancangan)

475 cfh 475 cfh

Jumlah 3 buah 3 buah

4.3.2 Silo Sementara

Tiap rotary valve dalam Tabel 4.7 disuplai oleh 1 hopper silo sementara.

Bentuk silo sementara yang digunakan adalah silo sementara kubus dengan

ukuran outlet hopper yang sama dengan inlet rotary valve yang ada dalam Tabel

4.7. Tabel 4.8 menunjukkan ringkasan hasil rancangan tiap silo sementara sedang

Gambar 4.17 menunjukkan geometri tiap silo sementara.

Tabel 4.8. Hasil rancangan silo sementara

Besaran Harga Satuan

Jumlah 3 buah volume efektif 3,366 m3

volume geometrik 7,978 m3

kapasitas penyimpanan 4,167 ton ukuran inlet silo * * ukuran outlet silo 0,254 x 0,254 m

Keterangan : *) disesuaikan dengan desain siklon pertama pneumatic conveying dalam

subsistem pengolahan awal

4.3.3 Bed Pengering

Hasil perancangan bed pengering dapat dibagi menjadi 2 bagian, kondisi

operasi bed dan beberapa parameter proses. Kondisi operasi bed 1 ditunjukkan

dalam Tabel 4.9 sedang kondisi operasi bed 2 ditunjukkan dalam Tabel 4.10.

Beberapa parameter proses pemanasan dan pengeringan dalam bed dan bed 2

ditunjukkan dalam Tabel 4.11.

81

(potongan)

Gambar 4.17. Geometri tiap silo sementara (satuan dalam mm)

82

Tabel 4.9. Kondisi operasi bed 1

Skema No. Material/fluida P

(bar) T

(°C) m&

(kg/s)

1 batubara (basah)

1,7 30 13,889

2 batubara (kering)

1,7 120 12,821

3 uap 3,4 210 1,603 4 air (kondensat) 3,4 130 1,603 5 uap 1,7 148 17,670 6 uap 1,7 120 18,739

1

3

5

2

4

6

Tabel 4.10. Kondisi operasi bed 2

Skema No. Material/fluida P (bar)

T (°C)

m& (kg/s)

1 batubara (basah)

3,4 120 12,821

2 batubara (kering)

3,4 210 11,218

3 uap 34,32 435 1,285 4 air (kondensat) 34,32 220 1,285 5 uap 3,4 260 21,539 6 uap 3,4 210 23,142

1

3

5

2

4

6

Tabel 4.11. Beberapa parameter rancangan bed 1 dan bed 2

Parameter satuan Bed 1 Bed 2

diameter tangki m 7 7 panjang sisi ruang fluidisasi m 4,9 x 5 4,9 x 5

tinggi ruang fluidisasi m 2.45 2 diameter pipa internal heater in 1 1½

jarak antar pipa mm 120 193 jumlah pipa buah 615 168

luas permukaan perpindahan panas m2 317 125 pengurangan kandungan air batubara % 10 15

kecepatan operasi fluidisasi m/s 0,768 0,740 fraksi kosong bed rata-rata - 0,721 0,692

koefisien perpindahan panas bed ke internal heater

W/m2K 6001 7804

diameter pipa inlet batubara in 18 18 jumlah pipa inlet batubara buah 3 3

diameter pipa outlet batubara in 18 18 jumlah pipa outlet batubara buah 3 3

83

4.3.4 Preheater Bed Pengering

Skema hasil simulasi tiap unit pengering ditunjukkan dalam Lampiran

D.1. Simulasi tersebut menghasilkan antara lain kondisi operasi preheater tiap bed

(Tabel 4.12 dan Tabel 4.13), kondisi operasi steam drum dalam unit pengering

(Tabel 4.14), dan kondisi input-output tiap unit pengering (Tabel 4.15).

Tabel 4.12. Kondisi operasi preheater bed 1

Skema No. Material/fluida P (bar) T (°C) m& (kg/s)

1 uap 3,5 120 17,670 2 uap 3,5 148 17,670 3 uap 34,32 214 0,466 4 air 34,32 140 0,466 2 1

4

3

Tabel 4.13. Kondisi operasi preheater bed 2

Skema No. Material/fluida P (bar) T (°C) m& (kg/s)

1 uap 1,7 210 21,539 2 uap 1,7 260 21,539 3 uap 34,32 435 1,338 4 uap 3,4 241 1,338 2 1

4

3

Tabel 4.14. Kondisi operasi steam drum unit pengering

Skema No. Material/fluida P (bar) T (°C) m& (kg/s)

1 uap (campuran) 34,32 241 1,338 2 uap (jenuh) 34,32 241 0,466 3 Kondensat 34,32 241 0,872

4.3.5 Peralatan dalam Subsistem Pembangkit Daya

Skema hasil simulasi ketiga unit pengering (subsistem pengering) dan

subsistem pembangkit daya ditunjukkan dalam Lampiran D.3. Dalam skema

84

tersebut, ketiga unit pengering dianggap sebagai source (karena ada aliran

campuran uap dan uap dari unit pengering menuju subsistem pembangkit daya)

dan juga dianggap sebagai sebuah sink (karena unit pengering memerlukan uap

dari boiler dalam subsistem pembangkit daya untuk proses pemanasan dan

pengeringan). Alasan adanya penyederhanaan simulasi ketiga unit pengering

seperti disebutkan diatas adalah karena adanya keterbatasan jumlah peralatan yang

dapat disimulasi dengan menggunakan perangkat lunak Cycle Tempo.

Tabel 4.15. Kondisi input-output tiap unit pengering

Skema

No. Material P (bar) T (°C) m& (kg/s) Keterangan

1 Batubara 1 30 13,889 Batubara dengan kandungan air 30% (terhadap massa kering)

2 Batubara 3.4 210 11,218 Batubara dengan kandungan air

5% (terhadap massa kering)

3 Uap 34,32 435 2,623 Berasal dari boiler dalam

subsistem pembangkit daya

4 Uap

(campuran) 20 241.44 2,623

Dialirkan menuju subsistem pembangkit daya

5 Kondensat 3,4 130 1,603

Berasal dari kandungan air batubara yang menguap dan dialirkan menuju subsistem

pengolahan air

6 Uap 1,7 120 1,069

Berasal dari kandungan air batubara yang menguap dan dialirkan menuju subsistem

pembangkit daya

Dari Tabel 4.14, terlihat bahwa jalur nomor 4 dan 6 masih dapat

digunakan sebagai pemanas feedwater boiler. Jalur uap nomor 6 digunakan untuk

memanaskan feedwater keluaran kondensor turbin (komponen nomor 3 dalam

Lampiran D.3) hingga mencapai temperatur jenuh deaerator. Feedwater tersebut

85

kemudian dialirkan ke deaerator (tidak dimasukkan dalam simulasi di Lampiran

D.3) untuk pengurangan kandungan gas terlarut. Feedwater keluaran deaerator

kemudian dipompa hingga mencapai tekanan boiler dan dipanaskan dengan

menggunakan uap dari jalur nomor 4 dalam Tabel 4.14. Karena berasal dari uap

boiler, maka uap dari jalur nomor 4 dapat langsung dipompa kembali ke boiler.

Kondisi operasi kedua penukar panas diatas ditunjukkan dalam Tabel 4.16 dan

Tabel 4.17.

Tabel 4.16. Kondisi operasi penukar panas setelah kondensor dalam subsistem

pembangkit daya CCP

Skema No. Material/fluida P(bar) T(°C) m& (kg/s)

1 air 1,4 39 8,055 2 air 1,4 109 8,055 3 uap 1,7 120 3,207 4 Uap (campuran) 1,7 115 3,207 2 1

4

3

Tabel 4.17. Kondisi operasi penukar panas setelah deaerator dalam subsistem

pembangkit daya

Skema No. Material/fluida P (bar) T(°C) m& (kg/s)

1 air 34,32 109 16,089 2 air 34,32 193 16,089 3 air 18 212 8,034 4 air 18 130 8,034 2 1

4

3

4.3.6 Blower

Blower yang digunakan tiap bed pengering dipilih berdasar kebutuhan

debit dan penurunan tekanan yang terjadi dalam siklus uap pengering (Tabel

4.18). Tabel 4.19 menunjukkan spesifikasi blower yang digunakan. Katalog

blower yang digunakan tersebut ada dalam lampiran B.5. Besarnya debit yang

harus ditangani blower menyebabkan blower yang digunakan disusun secara

paralel seperti yang ditunjukkan dalam Gambar 4.18.

86

Tabel 4.18. Tekanan yang harus disuplai blower

Faktor penurunan tekanan Satuan Bed 1 Bed 2

bed Pa 5243 4771 distributor Pa 1573 1431

siklon Pa 54 76 komponen lain Pa 1000 1000

total Pa 7870 7278 Keterangan : *) Yang dimaksud komponen lain adalah preheater bed, three way valve/damper, dan jalur perpipaan uap pengering

Tabel 4.19. Spesifikasi blower yang digunakan CCP

Spesifikasi Satuan Bed 1 Bed 2

Jumlah buah 3 2

Manufakturer - Spencer Turbine

Company Spencer Turbine

Company

Jenis - Multistage

centrifugal blower Multistage

centrifugal blower Model - 50 series 50 series

Daya tiap blower* HP 150 150 Debit tiap blower CFM 13000 15000

Keterangan : *) karena hanya ada data daya blower maksimum untuk jenis blower tertentu dan tidak ada data kurva performansi blower maka kebutuhan daya tiap blower diasumsikan sama (besar daya tersebut hanya digunakan untuk perkiraan kebutuhan daya).

Gambar 4.18. Susunan blower bed 1 (kiri) dan blower bed 2 (kanan) dalam unit

pengering CCP

87

4.3.7 Siklon

Dimensi siklon tiap bed ada dalam Lampiran C.2 dan Lampiran C.3.

Prediksi efisiensi dari tiap siklon tersebut ditunjukkan dalam Gambar 4.19. Dari

gambar tersebut, dapat dilihat bahwa siklon bed 1 mampu menangkap partikel

batubara berukuran lebih dari 116 µm sedang siklon bed 2 mampu menangkap

batubara berukuran lebih dari 126 µm.

0

20

40

60

80

100

120

0 15 30 45 60 75 90 105 120 135

ukuran partikel (mikrometer)

efis

ien

si (

%)

siklon bed 1

siklon bed 2

Gambar 4.19. Prediksi efisiensi tiap siklon bed pengering.

4.3.7 Kebutuhan Unit Pengering

Rincian kebutuhan daya tiap unit pengering CCP ditunjukkan dalam Tabel

4.20. Kebutuhan daya tersebut disusun berdasar katalog peralatan yang akan

digunakan unit pengering CCP.

Tabel 4.20. Kebutuhan daya peralatan utama unit pengering

Peralatan Jumlah (buah) Daya Satuan (kW) Daya Total (kW)

Rotary valve 3 0.373 1,12 Blower bed 1 3 112 336 Blower bed 2 2 112 224

total 561,12

Dari hasil simulasi tiap unit pengering menggunakan program Cycle

Tempo, terlihat bahwa kebutuhan uap untuk proses pengeringan dan pemanasan

88

batubara dalam tiap unit pengering adalah 2,623 kg/s. Uap tersebut digunakan

untuk mengurangi kandungan air batubara sebesar 25% (terhadap massa kering),

atau dengan kata lain, kebutuhan uap unit pengering adalah 0,982 kg uap/kg

kandungan air batubara yang menguap.

Simulasi ketiga unit pengering dan subsistem pembangkit daya dalam

Lampiran D.3 menggunakan boiler dengan efisiensi 100%. Kebutuhan kalor

boiler tersebut adalah 52,1 MW. Bila diasumsikan bahan bakar boiler tersebut

adalah batubara biasa dengan nilai kalor 4500 kcal/kg (18841 kJ/kg) dan efisiensi

boiler adalah 80%, maka kebutuhan batubara CCP adalah

( )( ) jamton

skgmbb 444,12457,3

1884108,0

64.52100 ===&