BAB VI PENGEMBANGAN KONSEP UNIT PEMBANGKIT

GELEMBUNG UDARA (BUBBLE GENERATOR) DENGAN PEMANFAATAN TURBULENSI ALIRAN

6.1. Pengantar Tangki tekan pada unit DAF membutuhkan investasi sekitar 12 % dari total nilai

investasi unit DAF dan biaya operasi tangki DAF sekitar 50 % dari total biaya operasi

(Rees dkk., 1980 dalam Haarhoff dan Rykaart, 1995), sehingga peningkatan efisiensi

tangki tekan dapat menghemat biaya operasi unit DAF yang cukup besar.

Pengembangan pembangkit gelembung (bubble generator) yang dilakukan pada

penelitian ini bertujuan untuk mendapatkan dimensi gelembung udara sekecil

mungkin sehingga untuk volume udara terlarut yang sama (atau volume udara yang

diinjeksikan ke tangki tekan) akan menghasilkan jumlah gelembung udara yang lebih

banyak. Tujuan ini didasarkan pada hasil-hasil penelitian sebelumnya, terutama oleh

Takahashi dkk. (1979) yang menyatakan bahwa jumlah gelembung udara yang

dihasilkan tergantung dari konsentrasi udara, derajat gangguan terhadap cairan dan

geometri nozzle.

Berdasarkan pendapat Takahashi dkk (1979), pengembangan dan penelitian untuk

meningkatkan kinerja tangki tekan unit DAF dapat dikelompokkan menjadi tiga.

Pertama, peningkatan konsentrasi udara terlarut pada tekanan tangki tekan.

Penelitian pada kelompok ini dilakukan secara intensif dan menerus oleh Edzwald di

Amerika dan Haarhoff di Afrika Selatan. Kedua, penelitian dan pengembangan

geometri nozzle pada tangki tekan DAF dilakukan secara intensif dan menerus oleh

Rubio di Brasilia. Ketiga, kelompok pengembangan dengan peningkatan derajat

gangguan terhadap cairan banyak dilakukan oleh para pengembang pompa di Jerman

dan Jepang, misalnya oleh perusahaan Edur Pump dan Nikuni Pump.

187

Mendasarkan pada pembagian kelompok penelitian untuk peningkatan kinerja tangki

tekan (atau pembangkit gelembung) di unit DAF, penelitian ini termasuk dalam

kelompok ketiga. Perbedaan penelitian ini dengan penelitian pada kelompok tiga

lainnya adalah penelitian ini tidak mempergunakan mekanisme gerak pada komponen

alat yang dikembangkan untuk meningkatkan derajat gangguan cairan. Penelitian ini

mencoba memanfaatkan hidrodinamika fasa cair dan gas yang berada dalam unit

pembangkit gelembung.

Proses hidrodinamika dan perubahan fasa yang mungkin terjadi pada tangki tekan

antara lain turbulensi aliran dan kavitasi. Proses kavitasi terjadi saat fasa cair berada

pada tekanan uap. Uap hasil kavitasi ini diharapkan membantu terbentuknya

gelembung mikro bersama dengan turbulensi aliran, dan sebaliknya. Turbulensi aliran

sebagai metode utama untuk meningkatkan derajat gangguan fasa cair yang berada di

dalam pembangkit gelembung dicoba dengan meningkatkan kecepatan udara masuk.

Sedangkan geometri dari pembangkit gelembung di desain dengan tujuan untuk

menjaga derajat gangguan aliran dan menampung gelembung yang telah terbentuk

untuk tetap berada dalam ukuran mikron.

Variabel yang akan diamati pada penelitian ini adalah debit air dan udara, suhu,

kelarutan oksigen (dissolved oxygen-DO) dan dimensi gelembung udara yang

dihasilkan. Tekanan sebagai salah satu variabel dari kinerja tangki tekan dibuat tetap

sebesar 60 psi. Pada penelitian ini, turbulensi dan kavitasi yang terjadi tidak diamati,

maka kinerja pembangkit gelembung hanya dapat diketahui secara makro dengan DO

sebagai variabel hasil proses. Turbulensi yang terjadi pada pembangkit gelembung

dijelaskan oleh hasil simulasi dengan menggunakan CFD (Computational Fluid

Dynamics). Sedangkan kavitasi berada di luar pembahasan penelitian ini. Kavitasi

terjadi jika cairan berada pada tekanan dan suhu uap.

Penggunaan CFD diharapkan dapat membantu menjelaskan proses mikro yang tidak

diamati pada percobaan ini. Hasil pengamatan pada percobaan dan simulasi CFD

diharapkan dapat saling melengkapi untuk menjelaskan proses yang terjadi pada

188

pembangkit gelembung. CFD merupakan sekumpulan algoritma hidrodinamika yang

diselesaikan dengan secara numerik. Algoritma yang digunakan pada CFD

merupakan kumpulan persamaan baik analitis maupun emprik yang diperoleh dari

hasil-hasil penelitian sebelumnya. Sehingga kualitas hasil simulasi dari CFD sangat

tergantung pada persamaan pembangun CFD, akurasi dan keandalan serta kestabilan

numeris dari metode numeris yang digunakan, data input serta kemampuan pemakai

dalam menginterpretasi keluaran dari CFD. CFD yang dipergunakan pada penelitian

ini adalah perangkat lunak Fluent®.

Metode perhitungan yang dipergunakan pada simulasi hidrodinamika dengan CFD

adalah metode Eulerian. Metode Eulerian dipergunakan dengan pertimbangan aliran

yang terjadi merupakan aliran dua fasa, yaitu fasa cair sebagai fasa pembawa dan fasa

udara dalam komponen gelembung udara sebagai fasa terdispersi.

Penelitian ini merupakan bagian dari penelitian tentang pengaruh hidrodinamika pada

kinerja unit DAF untuk penyisihan partikel tapioka. Penelitian ini dilakukan untuk

meningkatkan kinerja tangki tekan dari hasil penelitian sebelumnya yang dilakukan

oleh Wisjnuprapto dan Amri (2004). Wisjnuprapto dan Amri mendapatkan tekanan

optimum dari tangki tekan adalah 60 psi dan waktu tinggal 2 menit. Penelitian utama

tentang pengaruh hidrodinamika pada kinerja unit DAF, merupakan kelanjutan dari

penelitian Wisjnuprapto dan Utomo (1994).

Penelitian lain tentang unit DAF yang telah dilakukan oleh Wisjnuprapto dkk. sejak

1994-2005 menunjukkan kinerja unit DAF sangat baik pada proses pengolahan

limbah cair dari pabrik pengolahan minyak kelapa sawit, penyisihan minyak dari

limbah cair air-minyak dan pada proses produksi tepung tapioka. Aplikasi unit DAF

pada proses produksi tapioka dilakukan dengan mensubstitusi proses sedimentasi

dengan proses DAF, sehingga mampu mengurangi waktu proses produksi dari 13 jam

menjadi 40 menit (Wisjnuprapto dan Budianto, 2004). Wisjnuprapto dkk. (2005) juga

melakukan penelitian lanjutan dengan pengolahan limbah cair dari proses produksi

tapioka yang mempergunakan DAF dengan proses biologi; dengan hasil limbah cair

189

mampu memenuhi baku mutu seperti yang tercantum dalam Kepmen KLH No.

51/MENLH/10/1995.

6.2. Dasar Teori

6.2.1. Klasifikasi Tangki Tekan Unit DAF

Beberapa desain tangki tekan (pembangkit gelembung) DAF telah banyak dilakukan

oleh peneliti sebelumnya, antara lain Haarhoff dan Rykaart (1995) dengan

mempergunakan media plastik di dalam tangki tekan. Wisjnuprapto dan Amri (2004)

mempergunakan media potongan pipa PVC diameter ¾” yang disusun teratur dan

acak.

Penelitian tangki tekan telah mencapai pada tahap produksi alat. Unit pembangkit

gelembung mikro yang ada sekarang dapat dikelompokkan menjadi dua yaitu :

1. Pompa DAF, antara lain dihasilkan oleh perusahaan Edur® Pump, Nikuni® Pump,

Hellbender® Pump, Hyland® Pump dan Discflo® Pump

2. Bubble Generator dengan ionisasi, misalnya MICROBBLE® yang diproduksi

oleh Soo San Enc Co., Ltd

Pompa DAF bekerja berdasarkan prinsip pencampuran udara dan air di dalam aliran

pompa DAF. Fraksi udara pompa DAF berkisar antara 10 - 20%. Pembangkit

gelembung mikro dengan proses ionisasi mempergunakan prinsip lapisan ganda

(dual-film) untuk menghasilkan gelembung. Ionisasi menghasilkan gelembung

dengan dimensi yang lebih kecil yaitu 5 – 50 μm, dengan jumlah gelembung udara 6

milyar per liter, luas permukaan gelembung udara 1,200,000 cm2 dan jumlah yang

dapat digunakan pada proses DAF adalah 40% ~ 65% dari volume

(http://www.soosanenc.com).

Tangki tekan yang dipergunakan sebagai unit konsep pembangkit gelembung pada

disertasi ini didesain dengan tekanan operasional 60 psi. Tangki tekan ini dibuat dari

bahan PVC dengan diperkuat dengan resin pada sambungan antar bidang. Tekanan

190

optimal dan diameter gelembung yang didapatkan peneliti sebelumnya pada tangki

tekan tanpa menggunakan media tetapi dengan menggunakan variasi nozzle diberikan

pada Tabel 6.1.

Tabel 6.1. Hasil penelitian sebelumnya untuk tekanan, diameter gelembung pada berbagai variasi nozzle di tangki tekan DAF

Peneliti Tekanan Tangki

Tekan (psi)

Diameter Median

(μm)

Jenis Nozzle

Jenis Fluida

50,75 114 Needle valve Air 72,50 103 Needle valve Air 89,90 80 Needle valve Air 50,75 75 Hague Air 72,50 39 Hague Air

De Rijk dkk. (1994)

89,90 33 Hague Air Edzwald (1995) 58,8 – 88,2 40 - Air

29,0 62,8 Tabung lurus Air 72.5 62,7 Tabung lurus Air 29,0 68,7

76,8 Tanpa belokan

Dengan belokan Air

72.5

57,9 49,4

Tanpa belokan Dengan belokan

Air

29,0 68,7 61,4

Ujung tidak meruncing

Ujung meruncing

Air

Rykaart dan Haarhoff (1995)

72,5 57,9 29,5

Ujung tidak meruncing

Ujung meruncing

Air

Ponasse dkk. (1998) 58,8 – 88,2 50 Tabung Reynolds Air

6.2.2 Komposisi dan Konsentrasi Udara pada Kondisi Setimbang

6.2.2.1 Konsentrasi setimbang dengan atmosfer

Udara atmosfer kering pada tekanan standar 101,3 kPa dan suhu 200C secara praktis

terdiri dari tiga komponen utama yaitu nitrogen, oksigen dan argon. Dan pada kondisi

tersebut setiap 1 m3 udara kering mengandung 44,6 mol. Konsentrasi massa tiap

komponen udara dapat dihitung dengan mempergunakan persamaan berikut :

191

273,244,6101.3

aPG f mmT

⎛ ⎞⎛ ⎞= ⋅ ⋅ ⋅⎜ ⎟⎜ ⎟⎝ ⎠⎝ ⎠

............................................................(6.1)

dengan,

G = konsentrasi massa udara (mg.l-1),

f = fraksi mol atau volume udara (tanpa dimensi),

mm = massa molekul komponen udara (g.mol-1),

T = suhu mutlak (OK)

Pa = tekanan mutlak dari udara kering (kPa).

Berdasarakan konsentrasi massa udara ini dengan menggunakan persamaan Henry

dapat diperkirakan konsentrasi massa udara dalam air. Persamaan Henry tersebut

adalah :

CHG *= ....................................................................................................(6.2)

dengan,

H = tetapan Henry (tanpa dimensi)

C = konsentrasi massa dalam air (mg.l-1).

Pengaruh suhu pada tetapan Henry diberikan oleh persamaan berikut (Haarhoff dan

Cleasby, 1990) :

1 2

1 11

2 12

. .10A

T TTH HT

⎛ ⎞⋅ −⎜ ⎟⎝ ⎠

⎛ ⎞= ⎜ ⎟

⎝ ⎠..............................................................................(6.3)

dengan A adalah nilai koreksi suhu (K) yang diberikan pada Tabel 6.2.

Tabel 6.2. Nilai komponen udara pada suhu 200C

Parameter Satuan Nitrogen Oksigen Argon Massa Molekul (mm) g.mol-1 28,0 23,0 39,9 Fraksi volume pada atmosfer standar (f)

% 78.08 20,95 0,93

Tetapan Henry (H) - 60,1 30,0 26,9 Tetapan Suhu (A) K 620 690 840 Difusi dalam air (D) m2.s-1 1,67 x 10-9 2,19 x 10-9 2,28 x 10-9

Sumber : Haarhoff dan Rijkaart (1995)

192

6.2.2.2 Konsentrasi setimbang dalam tangki tekan

Komposisi udara dalam tangki tekan yang dioperasikan secara menerus berbeda

dengan komposisi udara atmosfer. Karena seluruh udara yang masuk dalam tangki

tekan terlarut keluar bersama air dari tangki tekan, maka jumlah gas yang terlarut

tergantung pada sifat udara yang masuk. Hal ini menyebabkan udara pada tangki

tekan dibandingkan dengan udara atmosfer relatif mengalami pengayaan nitrogen dan

menekan oksigen dan argon. Komposisi udara dalam tangki tekan dapat diturunkan

dengan menggunakan persamaan massa pada tangki tekan. Nilai persentase oksigen

dalam tangki tekan dapat dihitung dengan persamaan berikut ini :

aaoonn

ooos HfHfHf

Hff

....

, ++= ................................................................(6.4)

dengan,

subskrip o, n dan a = untuk oksigen, nitrogen dan argon,

subskrip s = menunjukan tangki tekan.

Menurut Cummings (1996) konsentrasi jenuh udara di sekitar gelembung udara dapat

diperkirakan dengan mempergunakan asumsi suhu udara yang berada di dalam

gelembung sama dengan suhu air, kelembaban 100% dan tekanan lebih besar

dibandingkan dengan tekanan terukur karena adanya tegangan permukaan dan

tekanan hidrostatik. Cummings (1996) memperkirakan konsentrasi jenuh O2 yang

berada di sekitar gelembung udara dengan diameter d pada tekanan atmosfer dengan

persamaan berikut :

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ ++= vwOwsat P

dghatm

HP

OHmolberatOmolberatC σρρ 4.11***

........

22

2 ...........(6.5)

dengan

2OP = proporsi O2 di dalam atmosfer,

ρw = massa jenis air, σ adalah tegangan permukaan dan

Pv = tekanan uap air (Pa) yang dapat dihitung dengan persamaan Antonie

(persamaan 6.7).

193

Aplikasi persamaan 6.5 untuk memperkirakan konsentrasi jenuh oksigen yang berada

di sekitar gelembung udara dengan diameter d di dalam tangki tekan, dan dapat

dituliskan sebagai berikut :

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ ++= vgaugeatmoswsat P

dPP

Hf

OHmolberatOmolberatC σρ 41***

........

,2

2 .......(6.6)

dengan,

fs,o = fraksi O2 di dalam tangki tekan (persamaan 4),

Patm = tekanan atmosfer (persamaan 6.8),

Pgauge = tekanan terukur tangki tekan dan

vP = tekanan uap air di dalam tangki tekan (persamaan 6.7).

Asumsi yang digunakan pada persamaan (6.6) adalah proporsi oksigen dalam tangki

tekan sama dengan di atmosfer. Proporsi oksigen yang sebenarnya berbeda pada

atmosfer karena tangki tekan akan mengalami pengayaan nitrogen yang akan

membatasi jumlah oksigen terlarut. Asumsi ini berarti menyatakan semua udara yang

masuk ke dalam tangki tekan akan ke luar seluruhnya melalui gelembung udara atau

kelebihan udara dari tangki tekan. Asumsi lain yang digunakan adalah tekanan

hidrostatis diabaikan atau dianggap sama untuk semua ketinggian dalam tangki tekan.

Persamaan (6.6) digunakan dalam penelitian ini mengingat parameter yang diukur

pada percobaan ini adalah konsentrasi oksigen terlarut (DO). Konsentrasi DO hasil

pengukuran dibandingkan dengan persamaan (6.6) dan persamaan (6.4). Persamaan

(6.4) memperkirakan fraksi oksigen di dalam tangki tekan bukan pada daerah di

sekitar gelembung udara. Dengan mempergunakan asumsi bahwa gelembung udara

sudah terjadi dalam unit pembangkit gelembung dan jumlah gelembung yang

dihasilkan cukup memenuhi seluruh volume fasa pembawa (air) karena banyak serta

berukuran mikron, maka persamaan (6.4 ) juga dapat berada pada kondisi yang sama

dengan persamaan (6.6).

194

6.2.2.3 Estimasi tekanan dan faktor koreksi.

Tekanan mutlak pada tangki tekan merupakan jumlah dari tekanan atmosfer dan

tekanan terukur dikurangi tekanan uap. Tekanan uap dihitung berdasarkan persamaan

Antoine (Sennese, 1999) dan sesudah dikalibrasi dengan data nilai tekanan uap air

(CRC Handbook) didapatkan persamaan berikut:

1333,0.4.238

413384.16 ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

+−

= tv eP ...................................................................................(6.7)

dengan,

PV = tekanan uap (kPa)

t = suhu (oC)

Tekanan atmosfer dihitung berdasarkan ketinggian tempat dari atas permukaan air

laut :

13,101.

1188144332 256,5

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

=hPatm ......................................................................(6.8)

dengan,

Patm = tekanan atmosfer kering (kPa)

h = elevasi di atas permukaan air laut (m).

6.2.2.4 Transfer Massa

Massa udara terlarut dihitung dengan mempergunakan persamaan transfer massa.

Parameter yang akan dipergunakan di sini adalah oksigen terlarut (dissolved oxygen-

DO). Konsentrasi DO terhadap waktu, t, pada persamaan kesetimbangan oksigen di

dalam air dapat dituliskan sebagai berikut :

( )CCaKdtdC

L −= * ......................................................................................(6.9)

dengan,

KLa = koefisien transfer massa,

C* = konsentrasi kelarutan oksigen,

195

C = konsentrasi oksigen dalam cairan.

Diasumsikan fasa cair adalah homogen dan Co adalah konsentrasi oksegen pada saat t

= 0. Integral persamaan kesetimbangan massa dan kondisi batas ini menghasilkan

persamaan :

( ) taKCCCC LO .ln)ln( ** −−=− ..............................................................(6.10)

Koefisien transfer massa volumetrik (KLa) dapat dihitung dengan membuat grafik

ln (C*-Co) terhadap waktu, t (Mena dkk., 2005).

Sedangkan koefisien transfer massa dapat dihitung dengan membagi koefisien

transfer massa volumetrik (KLa) dengan luas total bidang kontak antara gelembung

udara dengan air (a).

6.2.2.5 Luas Bidang Kontak Antar Muka (a)

Luas bidang pada koefisien transfer massa volumetrik pada tangki tekan unit DAF

dapat ditentukan dengan persamaan empirik, hasil pengukuran dan hasil perkiraan

dari CFD.

Luas bidang kontak pada penelitian ini didapatkan dari hasil fotografi. Hasil fotografi

akan memberikan dimensi dan distribusi ukuran gelembung. Hasil fotografi diolah

dengan mempergunakan perangkat lunak ImageToll® untuk mendapatkan besaran

diameter dan distribusi gelembung udara. Reis dkk (2005) juga mempergunakan

metode yang sama dalam pengolahan data dimensi dan distribusi gelembung pada

percobaan aliran terosilasi pada mesoreaktor. Perangkat lunak yang digunakan untuk

pengolahan data oleh Reis dkk (2005) adalah VidPIV® dan digrafikkan dengan

mempergunakan perangkat lunak TECPLOT®. Perbandingan hasil pengolahan

fotografi dengan hasil simulasi mempergunakan perangkat lunka CFD FLUENT pada

dua dimensi (2D) dan tiga dimensi (3D) pada penelitian Reis dkk. menunjukkan hasil

yang memuaskan. Pada percobaan ini dipergunakan perangkat lunak ImageTool®

mengingat kemampuannya dalam membuat grafik sehingga tidak membutuhkan

perangkat lunak grafik seperti TECPLOT®.

196

6.2.2.6. Persamaan Analitis dan Empiris

Persamaan analitis untuk perkiraan dimensi gelembung pada unit DAF dilakukan

oleh Takahashi dkk. (1979). Jejari dapat diperkirakan dengan persamaan berikut :

( )atmAatmA ffHPPr

−=

−=

σσ 22 ...................................................................(6.11)

dengan,

fA dan fatm = fraksi molar udara tekanan terlarut

Untuk memperkirakan jumlah udara Nb (per cm3) yang dihasilkan oleh tangki tekan

pada unit DAF didasarkan persamaan dari hasil analisis dan empiris yang dilakukan

oleh Takahashi dkk. (1979), yaitu :

( ) 212

3

21410.45,0 Q

PPPdhN

atm

atmAnnb ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −= ............................................ (6.12a)

205 ≤≤ nn dh

( ) QP

PPdhNatm

atmAnnb

2

21410.5,4 ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −=

−..................................................(6.12b)

20050 ≤≤ nn dh

QP

PPNatm

atmAb

2410.1 ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −= ....................................................................... (6.12c)

dengan,

hn dan dn = tebal bahan dan diameter nozzle (cm),

Q = debit fasa cair (cm3.det-1).

Persamaan 6.12a dan 6.12b digunakan untuk geometri nozzle seperti yang masing-

masing diberikan pada gambar 6.1a dan 6.1b. Persamaan 6.12c digunakan pada

pelepasan tanpa nozzle yaitu dengan neddle valve. Percobaan ini mempergunakan

neddle valve.

197

Gambar 6.1. Geometri nozzle pada percobaan Takahashi dkk.

Jumlah udara yang terbentuk menurut Takahashi dkk. (1979) tergantung dari

konsentrasi udara, derajat gangguan terhadap cairan dan geometri nozzle.

Persamaan lain yang dapat digunakan untuk memperkirakan luas bidang kontak (a)

antara lain persamaan (Calderbank dan Moo-Young, 1961 dalam Panja dan

Phaneswara, 1993) :

( ) 5,0

6,0

2,04,0

44,1 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

t

sg

vvVP

aσ

ρ......................................................................(6.13)

dengan,

Pg = daya motor pengaduk,

V = volume tangki agitasi,

σ = tegangan permukaan air,

Vs dan Vt = kecepatan gelembung dan kecepatan bulk cairan.

Persamaan Calderbank ini diturunkan pada percobaan tangki agitasi. Persamaan 13

memiliki potensi untuk dapat dikembangkan pada tangki tekan unit DAF dengan

melakukan pengukuran terhadap diameter gelembung, energi kinetik dan dissipasi

energi, serta kecepatan gelembung udara dan cairan pada unit tangki tekan DAF.

Wilkinson dan Haringa (1994) membangun persamaan untuk memperkirakan

diameter sauter gelembung udara :

02,045,022,034,044,03 −−−= glls vgd ρησ ..............................................................(6.14)

hn

dn

1,9 cm1,9 cm

dn

dn

Gambar 6.1a Gambar 6.1b

198

dengan,

ηl = viskositas air (Pa.det)

vg = kecepatan gelembung (m.det-1)

Luas bidang kontak juga telah dapat diperkirakan dari hasil simulasi CFD berupa luas

total permukaan gelembung (Ohnuki dan Akimoto, 2001). CFD yang digunakan pada

penelitian ini menggunakan metode Eulerian.

6.2.2.7 Transfer Massa Udara-Air melalui Gelembung Udara

Gulliver (1992, dalam Cummings, 1996) mendefinisikan transfer massa udara-air

sebagai transfer zat kimia melalui permukaan udara-air. Pada penelitian ini transfer

massa yang terjadi (diasumsikan) adalah transfer gas dari/dan berbentuk gelembung

udara di dalam air pada tekanan di atas atmosfer.

a. Difusi Molekul

Difusi merupakan transfer massa suatu subtstansi dari suatu sistem ke sistem

lainnya karena gerak acak molekul atau gradien suatu fungsi. Difusi dapat

dijelaskan dengan persamaan Fick. Difusi yang terjadi pada kondisi tunak

(steady) diringkaskan oleh persamaan pertama Fick. Sedangkan pada kondisi tak

tunak (unsteady) yang berubah terhadap ruang dan waktu dimuat pada persamaan

dua Fick. Difusi yang terjadi pada fasa cair lebih lambat dibandingkan dengan

fasa gas karena ukuran molekul fasa gas lebih kecil dibandingkan fasa cair dan

pergerakan molekul fasa cair dihambat oleh gaya molekul yang lebih kuat

(Aiman, 2004).

Menurut persamaan Stokes-Einstein, koefisien difusi molekul Dm merupakan

fungsi dari suhu T, viskositas fasa cair μ dan jejari molekul rA , yaitu :

μπ ...6 A

m rkTD = ...........................................................................................(6.15)

199

dengan,

k = konstantan Boltzman.

Wilke-Chang ( 1955 dalam Aiman, 2004) membangun persamaan Stokes-Einstein

ke hubungan empiris dari difusi molekul non-elektrolit :

( ) ( ) det)/(10*4.7 26,0

5,08cmTKxMDm

μ∀=

−..................................................(6.16)

dengan

TK = suhu dalam Kelvin,

x = parameter gabungan (2,26 untuk air),

M = berat molekul air,

μ = viskositas dinamik dalam cP (bernilai 1.0 untuk air)

∀ = volume molekul gas pada titik boiling dalam cm3/gram/mol (bernilai

25,6 untuk oksigen; 31,2 untuk nitrogen dan 34,0 untuk CO2) (Cumming, 1996).

b. Koefisien Transfer Massa KL

Transfer massa pada fasa gas ke fasa cair terjadi melalui bidang kontak antara

gas dan cair. Transfer massa ini dapat dijelaskan dengan teori lapis tipis (film),

lapis batas (boundary layer), penetrasi (penetration) dan teori perubahan

permukaan (surface renewal).

Teori Lapis Tipis

Teori lapis tipis merupakan model pertama dari transfer massa. Model ini

dibangun oleh Whitman (1923 dalam Aiman, 2004) dan diaplikasikan pertama

kali oleh Hatta (1928-1929 dalam Aiman, 2004) untuk absorpsi dengan reaksi

kimia.

Teori lapis tipis dikembangkan pada bidang kontak fluida dua fasa dengan lapis

tipis yang diam pada kedua sisi batas fluida. Asumsi yang digunakan pada teori

lapis tipis adalah transfer massa yang terjadi antara ke dua bidang tipis diam

200

tersebut diabaikan dan perpindahan terjadi pada difusi dalam keadaan tunak.

Pengaruh turbulensi pada lapis tipis diasumsikan tereliminasi oleh gradien

konsentrasi. Pada teori ini koefisien transfer massa KL berbanding lurus dengan

koefisien difusi Dm dan berbanding terbalik dengan ketebalan lapis tipis δ ,

δ

mL

DK = ...................................................................................................(6.17)

Ketergantungan koefisien transfer massa terhadap koefisien difusi pada teori lapis

tipis sering tidak sesuai dengan hasil percobaan (Aiman, 2004).

Teori Lapis Batas

Perbedaan teori lapis batas dengan lapis tipis pada konsentrasi dan kecepatan

yang bervariasi pada semua arah koordinat (Baehr dan Stehpan, 1998 dalam

Aiman, 2004). Asumsi yang digunakan pada teori lapis batas adalah perubahan

profil konsentrasi terbesar terjadi pada arah tegak lurus bidang kontak antara fasa.

Penyederhanaan ini dilakukan untuk penurunan persamaan hanya pada perbedaan

konsentrasi yang signifikan.

Untuk difusi yang melalui bidang lapis batas laminer besaran koefisien transfer

massa yang terjadi dapat diperkirakan dengan persamaan :

mnML Sc

LDcK Re= ..................................................................................(6.18)

dengan,

L = panjang karakteristik,

μρLu

=Re = bilangan Reynolds

MDSc ν

= = bilangan Schmidt.

Konstanta c, n dan m tergantung pada jenis aliran, laminer atau turbulen, bentuk

permukaan atau saluran yang dilalui fluida.

201

Teori Penetrasi

Higbie (1935 dalam Aiman, 2004; Alves dkk., 2006) mengusulkan model untuk

perubahan gas antara cairan dengan fasa gas di sekitarnya. Bidang kontak antara

gas-cairan dibuat bervariasi dengan elemen cair yang kecil, dan secara kontinyu

naik ke permukaan dari bulk cair karena gerak caiar itu sendiri. Setiap elemen

cairan yang berada di permukaan akan berada ada dalam kondisi tetap dan

konsentrasi gas terlarut di setiap elemen sama dengan konsentrasi bulk cairan di

semua tempat selama elemen tersebut mencapai permukaan bidang kontak.

Waktu tinggal antara bidang kontak untuk semua elemen adalah sama. Transfer

massa terjadi pada beberapa elemen permukaaan cairan karena difusi molekul tak

tunak. Persamaan koefisien transfer massa tersebut adalah :

e

ML t

DKΠ

=2 ........................................................................................(6.19)

dengan,

KL = koefisien transfer massa fasa cair,

DM = difusivitas gas di dalam cairan dan

te = waktu perubahan permukaan.

Teori Perubahan Permukaan

Danckwets (1951 dalam Aiman, 2004; Alves dkk., 2006) mengusulkan teori

perubahan permukaan sebagai perbaikan atas teori penetrasi. Konsep yang

digunakan adalah waktu tinggal elemen fluida di bidang kontak antar fasa tidak

sama. Danckwets mempergunakan fungsi distribusi waktu untuk analisa

penurunan persamaan ini. Koefisien transfer massa yang terjadi dinyatakan

sebagai berikut :

DsK L = ...................................................................................................(6.20)

202

c. Pengaruh Suhu Terhadap koefisien transfer massa

Menurut Panja dan Phaneswara (1992) meningkatnya suhu dapat menyebabkan

berkurangnya viskositas, tegangan permukaan dan massa jenis gas dan

meningkatkan difusivitas. Hasil penelitian Panja dan Phaneswara (1992) pada

tangki pengaduk meningkatnya suhu 100K menyebabkan peningkatan nilai KLa

sekitar 17 - 21%.

6.2.2.8 Koefisien Transfer Massa pada Gelembung-Cairan

Difusi molekuler secara kimia sering dibandingkan dengan difusi momentum dengan

menggunakan bilangan Schmidt, mDSc .ρ

μ= . Perkalian antara bilangan Reynolds

Re dan Sc disebut sebagai bilangan Peclet Pe. Untuk gelembung udara dengan

diameter D dan bergerak bebas, besaran bilangan Peclet adalahm

bD

DwPe = , dengan

wb adalah kecepatan gelembung udara (Cumming, 1996).

Gulliver (1992 dalam Cummings, 1996) dengan mempergunakan teori lapis batas

untuk mendefinisikan bilangan Sherwood Sh pada kondisi kritis, yaitu saat mulai

terjadinya turbulensi sebagai berikut :

0,1==D

KS Lh

δ .........................................................................................(6.21)

dengan,

Sh = bilangan Sherwood dan

δ = tebal lapis tipis.

Pada kondisi aliran turbulen, tebal lapisan δ mengalami perubahan yang konstan.

Persamaan transfer massa KL yang dibangun oleh Trope (1982), Alekseyev (1984)

dan Batchelor (1980 semua dalam Cummings, 1996) untuk gelembung tunggal

terisolasi dengan diameter D > 40μm diberikan oleh persamaan berikut :

203

31

)(PekSh b= .........................................................................................(6. 22)

dengan,

kb = 0,45 untuk gelembung bersih hingga 0,64 untuk gelembung kotor.

Dari grafik yang digambar oleh Woolf dan Thorpe (1991) yang dibangun dari

penelitian Thorpe (1982 semua dalam Cummings, 1996) persamaan 6. 22 juga

berlaku pada gelembung kotor terisolasi di air laut dengan 30μm < D < 500μm,

didapatkan nilai KL = 1. 10-4 m/detik.

Sedangkan untuk kelompok gelembung, nilai KL dan KLa pada plunging jet dan

kolom gelembung diberikan pada Tabel 6.2. Nilai KLa adalah hasil KL dengan luas

spesifik a. Dari perbandingan persamaan Kawase dan Moo-Young (1992, dalam

Cummings, 1996) dengan persamaan yang ada pada Tabel 6.2 didaptkan nilai KL =

4.10-4 m/detik untuk kelompok gelembung yang berada dalam plunging jet dengan

jangkauan diameter udara dan kondisi yang luas.

Tabel 6.2. Koefisien transfer massa untuk gelembung pada plunging jet dan kolom gelembung

Sumber KL (m/det) atau KLa (det-1) Keterangan Van de Sande & Smith (1975) KL = 1*10-4 Vt = circular plunging jet

Van de Sande & Smith (1975) KLa = 6,3*10-2.Vj

1.33. Qa0,3.Dn Dn = diameter nozzle

Alekseyev & Kokorin (1984) KL = 7,5*10-4 30μm < D < 500μm

Kawase & Moo-Young (1992) KL = 0,28.Dm

2/3 .(ρg/μ)1/3 D < 2,5 mm

Kawase & Moo-Young (1992) KL = 0,28.Dm

1/2 .(ρ1/2.g/μ1/2)1/3 D > 2,5 mm Sumber: Cummings, 1996

204

Besaran koefisien transfer massa selain ditinjau berdasarkan kelompok gelembung

juga telah ditinjau Calderbank dan Moo-Young (1961, dalam Panja dan

Phaneswara, 1992) berdasarkan parameter dasar yang mempengaruhinya yaitu :

3

1

21

.42,0 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

−

L

LL

gScKρμ ............................................................................(6.23)

Persamaan 6.23 menunjukkan bahwa KL adalah fungsi dari viskositas dan massa

jenis fluida dan difusivitas dari materi terlarut.

6.2.3 Koefisien Transfer Massa pada Aliran Turbulen

Transfer massa pada kondisi turbulen dapat dijelaskan dengan mempergunakan

teori penetrasi. Koefisien transfer massa berdasarkan teori penetrasi seperti

dituliskan pada persamaan 19 memuat variabel waktu tinggal te. Besaran nilai te

tergantung pada skala dari aliran yang diasumsikan mempengaruhi transfer massa.

Higbie (1935, dalam Alves dkk., 2006) mendefinisikan te sebagai waktu kontak bulk

aliran cairan di sekitar gelembung, yang dinyatakan dengan :

udte = ........................................................................................................(6.24)

dengan,

d = diameter gelembung dan

u = kecepatan slip gelembung.

Substitusi terhadap persamaan 19 menghasilkan (Alves dkk., 2006) :

21

13,1 ML DduK = ....................................................................................(6.25)

Perbandingan persamaan (6.25) dengan hasil percobaan (Alves dkk., 2006)

menunjukkan persamaan (6.25) dapat digunakan untuk memerkirakan koefisien

transfer massa yang cukup baik untuk aliran turbulen dengan energi dissipasi

(ε)∼0,04 m2/det3 pada gelembung bersih tanpa kontaminan/surfaktan. Persamaan

205

(6.25) tergantung pada diameter gelembung dan berlaku untuk makro gelembung (d

> 2 mm) dan tidak tergantung pada turbulensi aliran.

Untuk aliran dengan turbulensi, Lamont dan Scott (1970 dalam Alves dkk., 2006)

memperkirakan laju fraksional dari perpindahan elemen permukaan, s, dengan

model sel eddy. Transfer massa yang terjadi tergantung dari skala eddies dalam

kisaran dissipasi. Persamaan yang diusulkan adalah :

4

1

21

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=υε

ML cDK ....................................................................................(6.26)

dengan,

ε = dissipasi energi turbulen,

υ = viskositas kinematik dan

c = 0,4 adalah konstanta.

Kawase dkk. (1987 dalam Alves dkk., 2006) mendapatkan nilai c = 1.13 untuk

fluida Newtonian. Untuk stirred tank didapatkan nilai c = 0,592 (Prasher dan Wills,

1973 dalam Alves dkk., 2006).

Energi dissipasi turbulen yang digunakan pada persamaan (6.26) diasumsikan

hanya disebabkan oleh gesekan dengan dinding (Hibiki dan Ishii 2002). Sehingga

pengurangan energi kinetik yang disebabkan oleh perbesaran gelembung udara

akan diperhitungkan pada persamaan akibat perubahan tekanan. Dissipasi energi

turbulen dapat diperkirakan dengan persamaan (Alves dkk., 2006):

ed

fu32=ε .....................................................................................................(6.27)

dengan,

f = koefisein gesekan Manning,

u = kecepatan cairan pada lokasi gelembung udara dan

de = diameter equivalent.

206

6.2.4 Aliran Multifasa

Aliran multifasa pertama kali dicetuskan oleh Prof. Soo dari Universitas Illinois tahun

1965. Aliran multifasa menyatakan gerak dari fasa-fasa yang dapat dipandang sebagai

komposisi dari partikel. Komposisi partikel dapat terdiri dari padatan, cairan atau gas,

dengan fluida yang melingkupinya dapat berupa cairan atau gas. Komposisi partikel

ini mengalami dinamika yang banyak ditemukan dalam sistem teknik. Karena itu

penjelasan yang tepat dan akurat dari aliran multifasa merupakan hal penting dalam

pengetahuan karakterisasi untuk meningkatkan kinerja, mengurangi biaya dan atau

meningkatkan keamanan pada sistem teknik (Loth, 2006).

Akhir-akhir ini Computational Fluid Dynamics (CFD) menjadi alat prediksi yang

dapat dapat digunakan untuk desain dan optimasi pada sistem fluida. CFD adalah

sekumpulan algoritma hidrodinamika yang diselesaikan dengan secara numerik. CFD

umumnya terdiri dari tiga bagian utama yaitu pre-processor, processor dan post-

processor. Pre-processor terdiri dari algoritma ruang untuk penyelesaian diskritisasi.

Processor merupakan algoritma penyelesaian dari persamaan konservasi massa,

momentum dan energi, serta persamaan konstututif yang berfungsi menutup

penyelesaian persamaan tersebut. Post-processor merupakan kumpulan algoritma

untuk menampilkan hasil hitungan.

Kombinasi antara CFD dengan aliran multifasa merupakan salah satu metode

pendekatan yang dapat dilakukan di sistem multifasa. Pendekatan pada model

berhubungan dengan penggunaan komputer dan perkiraan yang diinginkan. Hal ini

berarti simulasi aliran multi fasa terdispersi membutuhkan pertimbangan yang

mendalam pada pembangunan persamaan dan skema numeris yang digunakan agar

efisien dan efektif.

6.2.5 Pemodelan Aliran Multifasa

Aliran multifasa berdasarkan kerangka acuan alirannya dapat dikelompokkan menjadi

empat kategori, yaitu : (1) aliran gas-liquid atau aliran liquid-liquid, (2) aliran gas-

207

padatan, (3) aliran liquid-padatan dan (4) aliran tiga fasa, yaitu kombinasi dari rejim

aliran terdahulu. Pendekatan pemodelan aliran multifasa secara numerik dibagi

menjadi dua yaitu pendekatan Euler-Lagrange dan pendekatan Euler-Euler.

Pendekatan Euler-Lagrange

Metode pendekatan Euler-Lagrange memperlakukan fasa terdispersi sebagai sebagai

Lagrangian. Fasa fluida diasumsikan kontinu dan diselesaikan dengan persamaan

Navier-Stokes yang direratakan terhadap waktu. Sedangkan fasa terdispersi

diselesaikan dengan merunut (tracking) jumlah partikel yang melalui arus aliran hasil

perhitungan persamaan Navier-Stokes. Fasa terdispersi dapat mengalami perubahan

momentum, massa dan energi terhadap fasa fluida.

Metode pendekatan ini mengasumsikan model ini berlaku untuk fasa terdispersi yang

memiliki fraksi volume yang kecil hingga massa fasa kedua besar (mpartikel ≥ mfluida).

Arah gerak partikel dihitung secara individual selama perhitungan fasa fluida.

Pendekatan Euler-Euler

Pendekatan Euler-Euler memperlakukan fasa yang berbeda sebagai aliran kontinu

yang saling menekan (inter-penetrting continua). Tetapi karena volume fasa tidak

dapat diwakilkan oleh fasa lainnya maka pendekatan Euler-Euler menggunakan

konsep fraksi volume fisik sebagai awal penyelesaian. Fraksi volume diasumsikan

kontinu terhadap ruang dan waktu serta jumlah keseluruhan volume fraksi adalah

satu. Persamaan konservasi setiap fasa diturunkan pada setiap fasa untuk

mendapatkan satu kelompok persamaan. Persamaan konservasi memiliki struktur

yang sama untuk semua fasa. Persamaan konservasi tersebut membutuhkan hubungan

konstitusi untuk dapat diselesaikan. Hubungan konstitutif didapatkan dari hubungan

empirik atau teori kinetika..

Pendekatan Euler-Euler memiliki tiga model, yaitu : model volume fluida (volume of

fluid, VOF), model campuran (mixture) dan model Eulerian.

208

Model VOF mempergunakan teknik perunutan permukaan yang diaplikasikan pada

mesh Eulerian yang tetap. Model ini digunakan pada fluida yang saling tenggelam

dengan posisi antar muka fluida merupakan hal yang penting. Cara penyelesaian pada

model VOF adalah dengan menyelesaikan persamaan momentum yang dibagi ke

setiap fluida dan perhitungan fraksi volume setiap fluida dilakukan pada setiap sel

hitungan di seluruh domain.

Model campuran melakukan perhitungan persamaan momentum pada persamaan

momentum gabungan fasa-fasa dengan menggunakan kecepatan relatif untuk

perhitungan kecepatan pada fasa terdispersi.

Model Eulerian merupakan model yang paling komplek karena model ini

menyelesaikan persamaan momentum dan kontinu untuk setiap fasa. Keterkaitan

(coupling) antar fasa didapatkan dari tekanan dan koefisien perubahan antar fasa.

Keterkaitan antar fasa dapat dibagi menjadi tiga kategori yaitu :

• Keterkaitan satu arah (one-way coupling) yaitu fluida pembawa

mempengaruhi partikel melalui seretan dan turbulensi, tetapi partikel tidak

mempengaruhi fluida pembawa. Model fasa diskrit, campuran dan Eulerian

dapat menyelesaikan masalah ini dengan baik, tetapi karena model Eulerian

memiliki penyelesaian yang paling mahal maka dianjurkan mempergunakan

model fasa diskrit atau campuran.

• Keterkaitan dua arah (two-way coupling) yaitu fluida pembawa

mempengaruhi partikel melalui seretan dan turbulensi, dan partikel juga

mempengaruhi fluida pembawa melalui momentum rerata dan turbulensi.

Model fasa diskrit, campuran dan Eulerian dapat menyelesaikan masalah ini

dengan baik. Untuk mendapatkan hasil perhitungan yang lebih baik perlu

diperhatikan nilai bilangan Stokes partikelnya.

• Keterkaitan empat arah (four-way coupling) yaitu sama dengan keterkaitan

dua arah hanya ditambah faktor tekanan parsial dan tegangan viskos yang

209

disebabkan oleh partikel saling mempengaruhi. Hanya model Eulerian yang

dapat menyelesaikan jenis aliran dengan keterkaitan empat arah.

6.2.4.1 Karakterisasi Aliran Multifasa

Karakterisasi aliran bertujuan untuk mengetahui metode penyelesaian yang paling

tepat dan murah secara komputasi. Parameter yang paling dekat untuk menunjukkan

interaksi antar fasa adalah jarak dan kecepatan partikel. Jarak antar partikel

didefinisikan sebagai jarak rerata antara masing-masing partikel, yang dinyatakan

oleh persamaan berikut (Crowe dkk., 1978) :

31

16

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

ΓΓ+

=π

dL ........................................................................................(6.28)

dengan,

Ѓ = perbandingan antara fraksi fasa terdispersi (άd) dengan fraksi pembawa (άc).

Sedangkan kecepatan partikel dapat diwakili oleh bilangan Stokes. Bilangan Stokes

didefinisikan sebagai hubungan antara waktu tanggap partikel (respone time) dengan

waktu tanggap sistem. Persamaan bilangan Stokes adalah sebagai berikut :

s

d

tSt

τ= ......................................................................................................(6.29)

dengan,

c

ddd

dμ

ρτ

18

2

= dan s

ss V

Lt =

dengan,

Ls = panjang karakteristik

Vs = kecepatan karakteristik.

Jika nilai bilangan Stokes St jauh lebih kecil dari satu (<< 1), maka partikel

terdispersi akan mengikuti aliran fluida pembawa secara penuh. Pada aliran St << 1

210

semua model (diskrit, campuran dan Eulerian) dapat dipergunakan. Model yang

paling murah secara komputasi sebaiknya dipilih untuk dipergunakan. Jika nilai

bilangan Stokes St > 1 partikel terdispersi tidak tergantung pada aliran fluida. Pada

aliran dengan bilangan Stokes St > 1 hanya model Eulerian yang dapat digunakan.

Pada aliran St ≈ 0 model diskrit, campuran dan Eulerian) dapat dipergunakan. Dan

pemilihan model dapat dipertimbangkan berdasarkan biaya komputasi yang paling

murah.

Pada percobaan ini dengan menggunakan diameter gelembung udara berada pada

kisaran 10 dan 120 μm, fasa pembawa adalah air, dan panjang karakteristik adalah

tinggi kolom pembangkit gelembung (70 cm) maka nilai bilangan Stokes berada pada

kisaran 5,3570.10-13 dan 1,1108.10-4.

Bilangan Stokes yang terjadi pada pembangkit gelembung udara hampir sama dengan

nol, sehingga semua model dapat digunakan untuk simulasi hidrodinamika. Jika

pertimbangan didasarkan pada biaya komputasi maka sebaiknya dipergunakan model

diskrit atau campuran. Model diskrit membatasi fraksi volume terdispersi kurang dari

10%. Model campuran dan Eulerian memungkinkan untuk simulasi dengan fraksi

terdispersi lebih dari 10%. Model campuran menurut tingkat biaya komputasi jauh

lebih murah dibandingkan dengan model Eulerian.

Pada simulasi hidrodinamika pembangkit gelembung udara letak titik masuk (input)

antara udara dan air berada pada titik yang berbeda, sehingga perlu dilakukan

penyelesaian persamaan momentum dan persamaan kontinu untuk setiap masing-

masing fasa air dan udara. Sehingga hanya model Eulerian saja yang tepat untuk

melakukan ini. Model Eulerian yang dipergunkan adalah model Eulerian dengan

tingkat keterkaitan satu arah karena dengan nilai bilangan Stokes St ≈ 0 atau St << 0

partikel terdispersi akan mengikuti aliran fluida pembawa secara penuh.

211

6. 3 METODOLOGI

Variabel yang akan diamati pada penelitian ini adalah debit air dan udara, suhu,

kelarutan oksigen (dissolved oxygen-DO) dan dimensi gelembung udara yang

dihasilkan. Tekanan sebagai salah satu variabel dari kinerja tangki tekan dibuat tetap

sebesar 60 psi dengan waktu tinggal 5 menit. Parameter percobaan diberikan pada

Tabel 6.3.

Untuk setiap variasi yang dilakukan konsentrasi DO (mg/l) diukur sebanyak 10 kali

dengan selisih waktu pengukuran 5 menit. Setiap pengukuran DO diikuti dengan

pencatatan suhu. Nilai DO dan suhu air sebelum percobaan diukur untuk setiap

variasi yang dilakukan.

Tabel 6.3. Rancangan percobaan dengan variasi fraksi udara dan air

Udara Air Udara Air Udara Air1 F0 0.00 1.00 1500.00 0.00 0.0000 0.07962 F1 0.03 0.97 1450.00 50.00 0.2654 0.07703 F2 0.07 0.93 1400.00 100.00 0.5308 0.07434 F3 0.10 0.90 1350.00 150.00 0.7962 0.07175 F4 0.13 0.87 1300.00 200.00 1.0616 0.06906 F5 0.17 0.83 1250.00 250.00 1.3270 0.06637 F6 0.20 0.80 1200.00 300.00 1.5924 0.06378 F7 0.23 0.77 1150.00 350.00 1.8577 0.06109 F8 0.27 0.73 1100.00 400.00 2.1231 0.058410 F9 0.30 0.70 1050.00 450.00 2.3885 0.055711 F10 0.33 0.67 1000.00 500.00 2.6539 0.053112 F11 0.37 0.63 950.00 550.00 2.9193 0.0504

NoDebit (cc/menit) Kecepatan Awal

(m/detik)FraksiKode

Percobaan

6.3.1. Alat dan Bahan

Selain unit pembangkit gelembung udara, juga digunakan alat percobaan berikut ini:

1. Alat ukur debit udara : Merk Fischer dan Porter, tipe FP-1/8-08-G-5 : BG 1/8

212

2. Alat ukur debit Air : Merk Fischer dan Porter, tipe FP-1/4-40-G-6 : SS 1/4

3. DO Meter : Merk Lovibond Tipe Oxi200

4. Pompa Air : Merk Grundfos, Tipe N2042-1 HP

5. Kompressor udara : Merk Lakoni LT24-1.5HP

Skema alat yang dipergunakan pada percobaan ini diberikan pada Gambar 6.2. Setiap

alat ukur yang digunakan dikalibrasi terlebih dahulu untuk memastikan akurasi.

Sedangkan pembangkit gelembung udara yang digunakan diberikan pada Gambar

6.3.

Gambar 6.2. Skema alat percobaan pengukuran kinerja pembangkit gelembung udara

Kompressor

Alat Ukur Debit Udara

DO Meter

Bubble Generator

Pompa Tangki Umpan

Kolom flotasi

Alat Ukur Debit Air

213

Gambar 6.3. Unit pembangkit gelembung udara

Percobaan dilakukan dengan mengukur terlebih dahulu nilai DO dari air yang akan

digunakan. Air yang digunakan berasal dari jaringan air bersih ITB. Air ini

ditampung dalam tangki ukuran 100 liter. Air merupakan fasa yang pertama kali

dipompakan ke dalam pembangkit gelembung. Kemudian diinjeksikan udara hingga

tercapai tekanan 60 psi. Pengukuran nilai DO pada nol menit dilakukan pada saat

tekanan 60 psi tercapai. Pengukuran DO selanjutnya dilakukan setiap 5 menit

sebanyak 9 kali.

Untuk mengukur diameter gelembung udara digunakan kamera CCD JVC® tipe TK-

C1310E. Software yang digunakan untuk menangkap gambar adalah VTR®.

Sedangkan untuk pengolahan data gelembung udara menggunakan perangkat lunak

Image Tools®. Diameter gelembung udara dipergunakan untuk memperkirakan luas

bidang kontak. Luas bidang kontak hasil pengukuran akan dibandingkan dengan hasil

simulasi CFD. Diameter gelembung yang diukur adalah diameter gelembung yang

berada di tangki flotasi, bukan di dalam pembangkit gelembung

214

Hasil pengukuran besaran DO akan dipergunakan untuk menentukan koefisien

transfer massa volumetrik (KLa). Koefisien transfer massa (KL) diperoleh dengan

membagi koefisien transfer massa volumetrik dengan luas bidang kontak (a) yang

didapatkan dari pengukuran dan perkiraan CFD. Besaran koefisen transfer massa

akan dibandingkan dengan hasil penelitian sebelumnya.

Hidrodinamika dari pembangkit gelembung akan dikaji berdasarkan hasil simulasi

CFD. Hal ini dilakukan karena pengukuran kecepatan, karakteristik fisik dan kimia

fasa cair dan gas tidak dilakukan pada percobaan ini. Variabel yang akan dibahas dari

hasil simulasi CFD meliputi intensitas turbulensi, energi kinetik turbulen, kecepatan

dari fasa cair dan gas. Besaran turbulensi akan dibandingkan dengan nilai DO

terukur untuk mengetahui derajat gangguan terhadap fasa cair, sebagai cara untuk

menghasilkan gelembung yang lebih kecil dan banyak. Parameter kecepatan fasa cair

dan gas akan digunakan untuk mengetahui hidrodinamika yang terjadi dalam

pembangkit gelembung.

213

6.4. HASIL DAN PEMBAHASAN

6.4.1. Hubungan DO dengan Fraksi Udara

Laju peningkatan konsentrasi oksigen terlarut (DO) tertinggi terjadi pada waktu 5 menit

pertama, termasuk pada fraksi udara 0%. Hal ini dapat disebabkan oleh dua hal yaitu air

jatuh pada tekanan uap air (2367,8 Pa) atau karena pompa umpan air juga membawa

sebagian udara. Kemungkinan pertama dapat dilihat dari hasil simulasi tekanan uap total

dan dinamik. Kemungkinan kedua dapat terjadi karena pada saat operasional tekanan

pompa air ditingkatkan hingga mencapai tekanan 80 psi dengan cara memperkecil debit

recycle pompa.

Laju kenaikan konsentrasi DO rerata adalah 0,04. Laju peningkatan konsentrasi DO

maksimum dan minimum terjadi pada fraksi udara 0,33 dan 0,00.

fraksi udara

0

2

4

6

8

1012

14

16

18

20

22

24

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

Waktu (menit)

DO

(mg/

l)

0.000.030.070.100.130.170.200.230.270.300.330.37

Gambar 6.4. Konsentrasi oksigen terlarut (DO) terhadap waktu dengan variasi fraksi udara

214

fraksi udara

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

0 5 10

Waktu (menit)

DO

(mg/

l)

0.000.030.070.100.130.170.200.230.270.300.330.37

Gambar 6.5. Laju konsentrasi (DO) pada 10 menit pertama

6.4.2 Transfer Massa Volumetrik

6.4.2.1 Koefisien Transfer Massa Volumetrik (KLa)

fraksi udara

3.150

3.200

3.250

3.300

3.350

3.400

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

Waktu (menit)

KLa

(10-3

m3 /d

etik

)

0.000.030.070.100.130.170.200.230.270.300.330.37

Gambar 6.6. Nilai koefisien transfer massa volumetrik

215

fraksi udara

3.150

3.200

3.250

3.300

3.350

3.400

5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Waktu (menit)

KLa

(10-3

m3 /d

etik

)

0.000.030.070.100.130.170.200.230.270.300.330.37

Gambar 6.7. Nilai koefisien transfer massa volumetrik pada 15 menit pertama

6.4.2.2 Luas Bidang Kontak Antar Fasa (a)

Pengukuran diameter gelembung untuk mengetahui diameter gelembung udara yang

dihasilkan. Dari beberapa hasil fotografi didapatkan beberapa foto yang cukup jelas untuk

diolah. Hasil pengukuran memberikan nilai diameter Sauter gelembung (d32) adalah

sebesar 75 μm.

Gambar 6.8. Frekuensi kumulatif ukuran gelmbung

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00

25 50 75 100 125 150 175 200

Ukuran Bubble (mikron)

Frek

wen

si

1.0 0.9 0.8 0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 0.0

Frek

wen

si

25 50 75 100 125 150 175 200 Ukuran Bubble (mikron)

216

Gambar 6.9 Jumlah gelembung udara dengan diameter antara 40-200 μm

Gambar 6.10 Proses Perhitungan dimensi gelembung dengan ImageTools

0.00

50.00

100.00

150.00

200.00

250.00

40 50 60 70 80 90 100

120

140

160

180

200

Ukuran Bubble (mikron)

Jum

lah

Gel

embu

ng

250

200

150

100

50

0

Jum

lah

Gel

embu

ng

40 50 60 70 80 90 100 120 140 160 180 200 Ukuran Bubble (mikron)

217

Meskipun nilai transfer massa kecil KLa (3,315.10-3 – 3,350.10-3 m3/detik) tetapi jumlah

DO cukup besar hal ini dapat disebabkan gelembung udara yang dihasilkan memiliki

diameter yang cukup kecil sehingga untuk nilai fraksi udara yang sama jumlah geembung

udara yang dihasilkan cukup banyak. Dari hasil pengukuran menunjukkan diameter

gelembung udara (d32) adalah rerata adalah 75 μm.

Gambar 6.11 Gradasi volume fraksi 2

Dengan mengasumsikan luas permukaan gelembung sebagai luas bidang kontak antara

muka udara dan air maka nilai KL dapat diperkirakan. Perbandingan nilai KL dengan hasil

percobaan dan persamaan empirik dan analitis akan dikaji berikutnya.

Koefisien transfer massa yang lebih besar tidak selalu berarti transfer oksigen yang lebih

besar. Misalnya pada permukaan air laut, koefisien transfer massanya lebih besar tetapi

kelarutan oksigen lebih rendah sehingga laju transfer rendah (Rosso, 2005).

6.4.3. Hidrodinamika Pembangkit Gelembung

6.4.3.1.Kecepatan Air

Kecepatan air dibandingkan dengan terhadap fraksi udara. Seperti nampak dalam gambar

6.12. Kecepatan air maksimum terbesar terjadi pada fraksi udara 0.07 yaitu sebesar 5,55

218

m/detik. Gambar 3 pada Lampiran 1 memberikan kontur kecepatan air tersebut. Untuk

nilai fraksi udara yang lebih besar kecepatan air makimum turun. Sehingga dapat

dikatakan bahwa tingkat gangguan terhadap fasa cair terjadi pada fraksi udara 0,07. Nilai

ini juga akan dibandingkan dengan intensitas turbulen.

1.000

2.000

3.000

4.000

5.000

6.000

0 0.025 0.05 0.075 0.1 0.125 0.15Fraksi Udara

V a

ir (m

/det

ik)

Gambar 6.12 Perbandingan kecepatan air maksimum dengan fraksi udara

4.3.2. Tingkat Gangguan Fasa Cair dalam Pembangkit Gelembung (a)

Tingkat gangguan terhadap fasa cair dapat dinyatakan oleh intensitas turbulen. Intensitas

turbulen menyatakan perbandingan antara ampiltudo kecepatan dengan kecepatan rerata.

Gambar 12 menunjukan intensitas turbulen terhadap variasi fraksi udara. Nilai KLa pada

fraksi udara 0,07 adalah 3,3282 10-3.

1.01.52.02.53.03.54.04.55.05.56.0

0 0.025 0.05 0.075 0.1 0.125 0.15

Fraksi Udara

Inte

nsita

s Tur

bule

n (%

)

Gambar 6.13. Perbandingan intensitas turbulen dengan fraksi udara

219

Meskipun intensitas turbulen pada fraksi 0,07 tidak maksimum tetapi luasan fasa cair

yang memiliki intensitas turbulen terbesar terjadi pada fraksi ini, seperti terlihat pada

gambar 6.13.

Gambar 6.14. Intensitas turbulensi pada fraksi udara 0,07