1. PENDAHULUAN

Sejak tahun 1930, fluida kerja gugus chlorofluorocarbon (CFC) telah mulai digunakan secara meluas dalam bidang teknik pendingin, pengkondisian udara dan pompa kalor. Pesatnya perkembangan pemakaian CFC tersebut didasarkan pada keunggulan-keunggulan yang dimilikinya baik ditinjau dari sifat termodinamikanya maupun keamanan dalam pemakaiannya (tak beracun, tak mudah terbakar dan tak merusak material peralatan sistem). Sinyalemen bahwa zat ini bertanggung jawab terhadap terjadinya lubang ozon dan penambahan efek 'rumah hijau' di bagian yang lebih tinggi pada atmosfir kita, sebenarnya telah dilontarkan sejak 20 tahun yang lalu, akan tetapi baru pada tahun 1987 dapat dibahas secara lebih tuntas dalam forum internasional yang dituangkan dalam buletin yang dikenal dengan Protokol Montreal[1] sepakat bahwa penyebab lubang ozon yang terbentuk terutama di atmosfir bagian atas daerah kutub utara tersebut adalah diakibatkan oleh pelepasan unsur halogen CFC (chlorofluorocarbon) yang telah sangat berlebihan ke atmosfir. Dalam kesepakatan internasional ini, pihak industri didesak untuk secara bertahap menghapus pemakaian semua jenis CFC.

Fraksi utama pelepasan CFC ke atmosfir berasal dari pemakaian zat tersebut sebagai fluida kerja (refrigeran) sistem pendingin. Untuk mengantisipasi desakan Protokol Montreal tersebut, pihak industri mengajukan perioda transisi hingga berkembangnya refrigeran baru, untuk tetap menggunakan refrigeran komersial lain dari keluarga CFC yang mempunyai tingkat sifat halogennya lebih lemah^[2-4]. Seperti telah diketahui sifat halogen dari kelompok HCFC dan HFC relatif lebih lemah. Akan tetapi hal tersebut ternyata tidak mudah untuk dilaksanakan, banyak peralatan yang standard tidak dirancang untuk penggunaan refrigeran tersebut. Cara lain yang dapat dilakukan adalah pencampuran secara azeotropik^[5,6] atau non-azeotropik^[7-10] dari refrigeran komersial yang tersedia, bila subtitusi

langsung belum dimungkinkan (seperti untuk kulkas dan AC mobil).

Dalam tulisan ini akan diketengahkan, bagian pertama dari hasil penelitian yang telah diperoleh terhadap kemungkinan pemakaian campuran propana dan n-butana sebagai subtitusi R12. Meskipun tidak sedikit kelemahan yang dimiliki oleh refrigeran yang diusulkan ini, namun sebagaimana akan ditunjukkan dalam pembahasan, paling tidak untuk kondisi darurat atau selama perioda transisi hingga ditemukannya fluida kerja yang lebih baik penerapan fluida kerja tersebut dapat dijadikan alternatif dalam mengatasi masalah, terutama untuk lemari-lemari pendingin rumah tangga.

2. SIFAT UTAMA REFRIGERAN

Sifat utama yang dijadikan kriteria untuk pemilihan refrigeran pada mulanya adalah sifat termofisik tidak merusak (korosif, erosif) dan tidak berbahaya (beracun, mudah terbakar) dan stabil secara kimiawi (tidak berubah struktur selama pemakaian). Pertimbangan inilah dan terutama kriteria yang terakhir yang mendasari dikembangkannya refrigeran dari gugus CFC. Akan tetapi pemakaian chlorine (Cl) yang membuat refrigeran bersifat stabil secara kimiawi terhadap pengaruh atmosfir (halogen), justru CFC dapat mencapai lapisan ozon dan merusaknya. Oleh karena itu, kriteria untuk pemilihan refigeran mengalami perubahan. Kriteria lingkungan hidup secara global yang semula tidak diperhitungkan perlu ditinjau kembali dalam mengembangkan refrigeran alternatif.

Dalam Gb. 1 dan 2 ditunjukkan senyawa yang dapat dibentuk dari unsur carbon, hidrogen, fluorine dan chlorine yang tergabung dalam keluarga CFC. Gb. 1 menunjukkan keluarga CFC dari turunan methana atau lebih dikenal dengan merek dagang berdigit dua (bilangan dalam digit pertama dan kedua masing-masing menunjukkan kandungan H dan F), sedangkan Gb. 2 menunjukkan keluarga CFC

berdigit 3 (kandungan H dan F ditunjukkan dalam digit kedua dan ketiga). Refrigeran dengan kotak garis penuh pada kedua gambar tersebut menunjukkan bahwa refrigeran tersebut telah mencapai tahap komersial dan kotak dengan garis putus menunjukkan masih pada tahap pengembangan. Sifat utama (diluar termofisik) dari kedua keluarga CFC terebut telah diteliti⁵¹ dan secara ringkas hasil yang diperoleh adalah seperti ditunjukkan dalam Gb.3. Dengan demkian, bila sebagai refrigeran subtitusi dari R12 masih akan dikembangkan dari keluarga CFC, selain dari segi sifat termodinamika harus mendekati, harus pula memperhitungkan kriteria sebagaimana ditunjukkan dalam Gb. 3. Pencanangan R134a sebagai refrigeran subtitusi R12 diantaranya adalah atas pertimbangan tersebut.

3. TERMODINAMIKA CAMPURAN BINER

Untuk tujuan tertentu, campuran biner tak-bereaksi terlarut (miscible) dapat didekati sebagai campuran ideal di mana sifat campuran dapat ditentukan dari sifat masing-masing unsurnya dengan mengabaikan kemungkinan terjadinya saling pengaruh pada sifat pribadi unsur tersebut akibat interaksi pada skala molekuler. Dengan pendekatan ini, parameter yang berperan selain sifat masing-masing unsur adalah fraksi mol yang ditunjukkan oleh Raoult (untuk fasa cair) dan Dalton (untuk fasa gas) sama dengan perbandingan tekanan parsial unsur-unsurnya terhadap tekanan total campuran atau,

\[x_i = \frac{p_i}{p} \tag{1}\]

\[y_i = \frac{p_i}{P} \tag{2}\]

Karena dalam pendekatan campuran ideal interaksi antar-molekuler diabaikan, maka volume campuran persis sama dengan penjumlahan volume parsial tiap komponen (Hk. Amagat). Disamping itu juga, dari pengabaian interaksi molekuler tersebut maka kemungkinan terjadinya evolusi ataupun absorbsi panas akibat pencampuran tidak diperhitungkan, sehingga enthalpi campuran dapat ditentukan hanya dari enthalpi tiap komponen yang membentuk campuran tersebut. Jadi,

\[V_{mix} = \sum x_i V_i = x_1 V_1 + x_2 V_2 \tag{3}\]

\[H_{mix} = \sum x_i H_i = x_1 H_1 + x_2 H_2\] (4)

Dalam kondisi riil, pada campuran biner, perilaku suatu molekul yang dikelilingi oleh molekul lain yang tidak identik atau berbeda dibanding dengan kondisi bila molekul tersebut dikelilingi oleh molekul dari unsur yang sama. Kondisi ini berlaku baik untuk fasa cair maupun uap.

Tambahan gaya tarik atau gaya tolak akan berlangsung tingkat molekuler dengan kehadiran molekul unsur lair dalam banyak kasus kondisi ini tidak dapat diabaikan.

Gb. 1. CFC turunan methana

Gb. 2. CFC turunan ethana

Gb. 3. Karakteristik utama refrigeran CFC.

Tambahan gaya tolak-menolak, akan mengakibatkan tekanan parsial campuran akan menjadi lebih besar daripada tekanan parsial yang diperoleh dengan pendekatan Hukum Raoult. Dengan kata lain, adanya gaya tolak ini memberi kecenderungan tiap molekul untuk melepaskan diri dari campuran cair dibandingkan bila molekul ini berada dalam keadaan terpisah. Deviasi jenis ini disebut dengan deviasi positif dari keadaan ideal. Batas deviasi positif dari keadaan ideal adalah ketika gaya tolak antar molekul sangat besar dimana kedua komponen menjadi tak-tercampur (miscible). Sebaliknya bila gaya yang timbul akibat pencampuran adalah gaya tarik-menarik, maka kecenderungan tiap molekul untuk melepaskan diri menjadi berkurang. Tekanan parsial tiap komponen menjadi lebih kecil daripada tekanan menurut Hukum Raoult. Penyimpangan ini disebut dengan deviasi negatif dari keadaan ideal. Sebagai konsekuensinya maka untuk campuran riil, persamaan (3) dan (4) perlu dikoreksi.

Persamaan untuk entalpi campuran non-ideal dapat diperoleh dengan cara menjumlahkan enthalpi parsial tiap komponennya dan dikoreksi dengan kemungkinan tercetusnya evolusi atau absorbsi panas saat berlangsung proses pencampuran. Untuk campuran dengan deviasi negatif yang menghasilkan evolusi panas dan campuran dengan deviasi positif yang menghasilkan absorpsi panas, persamaan entalpi dapat ditulis masing-masing sebagai,

\[H_{mix} = \sum x_i H_i - \Delta H_{mix} \tag{5}\]

\[H_{mix} = \sum x_i H_i + \Delta H_{mix} \tag{6}\]

Untuk mendapatkan ketelitian yang memadai, prediksi campuran antara propana dan n-butana, dalam tulisan ini akan diperlakukan sebagai campuran non-ideal.

4. SIFAT TERMODINAMIKA UNSUR PROPANA DAN N-BUTANA

4.1. Persamaan Tingkat Keadaan

Persamaan tingkat keadaan untuk unsur propana dan n-butana secara individu telah tersedia dalam berbagai bentuk^[12,14](persamaan aljabar, tabel, grafik). Sebagai persamaan tingkat keadaan aljabar yang lazim dipakai untuk kedua unsur tersebut adalah persamaan gas riil dengan menggunakan faktor kompresibilitas yang masih merupakan fungsi suhu dan tekanan yang diberikan dalam bentuk grafik atau tabel.

Untuk memudahkan dalam penerapan selanjutnya terutama sebagai basis data komputer, dalam tulisan ini akan lilakukan pendekatan yang berbeda. Untuk tujuan tersebut, sebagai persamaan tingkat keadaan akan dipakai persamaan yang diusulkan oleh Riazi-Mansoori^[11] untuk hidrokarbon ringan yaitu,

\[P = \frac{RT}{(v-b)} - \frac{a}{T^{1/2}v(v+b)}\] (7)

di mana,

\[a=0.42748.R^2.T^{2.5}/P_c \tag{8}\]

\[b = (0.08664.R.T/P)/\beta(R^*T)\] (9)

\[\beta-1=1+(\exp[1-0.92.\exp(-1000.|T_{r}-1|)]-0.035.(T_{r}-1)).(R^*-1)\] (10)

Persamaan tersebut pada hakekatnya merupakn hasil modifikasi persamaan tingkat keadaan Redlich-Kwong agar dapat diterapkan di daerah jenuh (baik uap maupun cairan) dengan menyempurnakan konstanta memperhitungkan aspek mikroskopik ruang antarmolekul yang semakin sempit pada daerah jenuh tersebut. Oleh karena itu, pada persamaan tingkat keadaan hasil modifikasi, parameter a dibuat konstan, sedangkan parameter b dimodifikasi dengan melibatkan parameter lain yaitu \( \beta \) yang merupakan fungsi dari besaran refraksi molar (R*) dan suhu yang direduksi Tr( T/Tc). Dalam Tabel 1 ditunjukkan harga besaran-besaran tersebut untuk masingmasing unsurnya. Dapat ditunjukkan, bahwa kesalahan maksimum hasil penerapan persamaan tingkat keadaan (1) untuk masing-masing unsur ternyata tidak lebih dari 1.4 %.

Tabel 1. Harga besaran Tc, Pc, dan R' untuk propana dan n-butan

4.2. Tekanan dan Suhu Jenuh

Karena persamaan persamaan (7) merupakan fungsi kubik dari volume jenis, dapat ditunjukkan untuk setiap pasangan P dan T pada umumnya akan memberikan 3 harga volume jenis kecuali pada tingkat keadaan kritik dan di atasnya. Oleh karena itu, untuk tingkat keadaan di bawah titik kritik perlu ada persamaan lain yang memisahkan fasa cair dan fasa gas.

Dalam keadaan keseimbangan termodinamika, pada keadaan cair jenuh dan uap jenuh, tekanan merupakan fungsi dari suhu saja. Di antara kedua tingkat keadaan tersebut

harga volume jenis tidak hanya mempunyai harga tiga melainkan tak hingga, oleh karena itu persamaan (7) tidak berlaku untuk daerah fasa campuran. Hubungan antara tekanan uap dan suhu yang diusulkan^[11] adalah,

\[lnP_r^s = f(\omega)(1 - T_r^s)^{-1}\] (11)

di mana,

\[f(\omega) = a(\omega)T_r^s + b(\omega)(T_r^s)^{1.5} + c(\omega)(T_r^s)^3 + d(\omega)(T_r^s)^6\] (12)

\[\omega = (-\log P_r^s)_{T_r = 0,7} - 1 \tag{13}\]

\[a(\omega) = -6,156 - 4,087\omega\] (14)

\[b(\omega) = 1,574 - 1,054\omega - 4,437.10^{-3}d(\omega)\] (15)

\[c(\omega) = -0.875 - 7.887\omega\] (16)

\[d(\omega) = (-0.489 - 0.991 \omega + 3.155 \omega^{2})^{-1}\] (17)

Apabila tekanan dan suhu jenuh telah diketahui, volume jenis cair jenuh dan uap jenuh dapat diprediksi melalui persamaan (7) dengan mengambil masing-masing sebagai harga minimum dan maksimumnya.

4.3. Entalpi Cair Jenuh dan Uap Jenuh

Data entalpi jenuh secara individu dari unsur propana dan n-butana telah tersedia dalam dalam berbagai bentuk^[12,13] terutama dalam bentuk tabel dan grafik. Agar data ini dapat digunakan dalam perhitungan dengan komputer memakai persamaan yang sedang dikembangkan, maka di sini telah disusun dalam bentuk persamaan aljabar. Persamaan polinomial entalpi jenuh sebagai fungsi suhu ini disusun dengan metode 'curve fitting' hingga derajat sembilan pada kisaran suhu -20°F sampai 180°F. Hasil yang diperoleh dapat ditulis sebagai,

\[H_{j} = \sum_{i=1}^{9} H_{j}(i)T^{(i-1)}\] (18)

\[H_{g} = \sum_{i=1}^{9} H_{g}(i)T^{(i-1)}\] (19)

Hasil perhitungan konstanta H₆(i) dan H₂(i) untuk tingkat keadaan cair jenuh dan uap jenuh dari ditunjukkan masing-masing dalam Tabel 2 dan

Tabel 2 Konstanta enthalpi cair jenuh

Tabel 3 Konstanta onthalei uso icmin

4.4. Kapasitas Panas Fasa Cair

Kapasitas panas cair propana maupun n-l dapat diperkirakan dari kapasitas panas apabila propan n-butana pada fasa gas serta berperilaku sebagai gas kemudian dikoreksi dengan faktor aksentrik, \(\omega\), dan yang bergantung pada suhu yang diturunkan, \(T_r\). I bentuk tak berdimensi persamaan untuk kapasitas pana dapat ditulis dalam bentuk,

\[\frac{C_{pl} - C_p^{\circ}}{R} = (0.5 + 2.2 \,\omega) f(T_p)\] di mana,

\[f(T)=3,67+11,64(1-T)^4+0,634(1-T)^{-1}\]

Kapasitas panas sebagai fungsi suhu pada tin keadaan gas untuk kedua unsur dapat dinyatakan seb

\[C_p^o = a + bT + cT^2 + dT^3\] (22)

di mana konstanta a,b, dan c, adalah sebagaimana ditunjukkan dalam Tabel 4.

Tabel 4. Konstanta a, b dan c.

5. PREDIKSI TINGKAT KEADAAN CAMPURAN PROPANA/N-BUTANA

Untuk campuran propana dan n-butana, persamaan tingkat keadaan yang dipakai masih Pers. (7), perbedaannya terletak pada konstanta a, b, dan R yang akan dievaluasi sesuai dengan fraksi unsur di dalam campuran. Di dalam bagian ini akan ditunjukkan persamaan yang diterapkan untuk menentukan besaran-besaran suhu kritis campuran, \(T_{cm}\), tekanan kritis campuran \(P_{cm}\), dan fraksi molar campuran \(P_{cm}\) untuk pemakaian Pers. (7).

Untuk penentuan besaran tersebut akan diterapkan persamaan pencampuran Van der Walls, yaitu

\[T_{cm} = \frac{\left(\sum \sum x_i x_j T c_{ij}^2 / P c_{ij}\right)}{\left(\sum \sum x_i x_j T c_{ij} / P c_{ij}\right)}\](23)

\[P_{cm} = \frac{(\sum \sum x_{i}x_{j}Tc_{ij}/Pc_{ij})}{(\sum \sum x_{i}x_{j}Tc_{ij}/Pc_{ij}^{2})}\](24)

\[R_m^* = \sum \sum x_i x_j R_{ij}^* \tag{25}\]

\[Tc_{ij} = (Tc_{ii}Tc_{jj})^{1/2}(1-k_{ij})\] (26)

\[Pc_{ij} = \frac{8Tc_{ij}}{[(Tc_{ij}/Pc_{ii})^{1/3} + (Tc_{jj}/Pc_{jj})^{1/3}]^3}\] (27)

Indeks i dan j yang untuk sistem biner berharga dari 1

\[R_{ij}^* = \frac{[(R_{ii}^*)^{1/3} + (R_{jj}^*)^{1/3}]^3}{8}\] (28)

sampai 2 mewakili unsur dalam campuran. Harga faktor interaksi k_ij adalah nol untuk sistem campuran propana dan n-butana. Bila indeks p dan b masing-masing mewakili propana dan n-butana, maka persamaan (23), (24), dan (25) dapat ditulis dalam bentuk,

\[T_{cm} = \frac{\frac{x_p^2 T_{cp}^2}{P_{cp}} + 2x_p x_b A_{pb} + x_b^2 \frac{T_{cb}^2}{P_{cb}}}{\frac{x_p^2 T_{cp}}{P_{cp}} + 2x_p x_b B_{pb} + \frac{x_b^2 T_{cb}}{P_{cb}}}\](29)

\[P_{cm} = \frac{\frac{x_p^2 T_{cp}}{P_{cp}} + 2x_p x_b B_{pb} + x_b^2 \frac{T_{cb}}{P_{cb}}}{\frac{x_p^2 T_{cp}}{P_{cp}^2} + 2x_p x_b C_{pb} + \frac{x_b^2 T_{cb}}{P_{cb}^2}}\](30)

\[R_{cm}^* = x_p^2 R_p^* + \frac{1}{4} x_p x_b (R_p^{\frac{1}{3}} + R_b^{\frac{1}{3}})^3 + x_b^2 R_b^*\] (31)

dengan

\[A_{pb} = \frac{1}{8} \left( T_{cp} T_{cb} \right)^{\frac{1}{2}} \left[ \left( T_{cp} / P_{cp} \right)^{\frac{1}{3}} + \left( T_{cb} / P_{cb} \right)^{\frac{1}{3}} \right]^{3}\]

\[B_{pb} = \frac{1}{8} \left[ (T_{cp}/P_{cp})^{\frac{1}{3}} + (T_{cb}/P_{cb})^{\frac{1}{3}} \right]^3\] (33)

\[C_{pb} = \frac{1}{64} (T_{cp} T_{cb})^{-\frac{1}{2}} [(T_{cp} / P_{cp})^{\frac{1}{3}} + (T_{cb} / P_{cb})^{\frac{1}{3}}]^{6}\]

5.1. Keseimbangan Cair-Uap dan Penentuan Suhu Jenuh

Besaran kunci dalam menganalisis keseimbangan cair-uap adalah konstanta keseimbangan (equilibrium ratio) \(K_i\) yang menunjukkan perbandingan antara komposisi fasa uap terhadap komposisi fasa cair dari unsur i, atau

Dalam bentuk yang lebih khusus, konstanta keseimbangan tersebut dapat dinyatakan sebagai

\[D = \sum_{i} \sum_{j} x_{i} x_{j} m_{j} (1 - k_{ij}) \sqrt{a_{i} \alpha_{i}} \sqrt{a_{j} T_{rj}}\] \[\tag{47}\]

6. HASIL PENERAPAN PERSAMAAN

Beberapa korelasi harga antar sifat termodinamika yang penting untuk analisis siklus refrigerasi telah dihitung dengan menggunakan program komputer yang telah dikembangkan di laboratorium. Untuk meneliti kesahihan hasil prediksi, hasil yang diperoleh telah pula dibandingkan dengan data yang tersedia dalam literatur. Hubungan antara tekanan dan suhu uap jenuh dengan konsentrasi campuran, misalnya, tersedia dalam pustaka^[16]. Meskipun dalam data tersebut kandungan ethana cukup tinggi (2%) namun, hasil perbandingan dapat dapat dipakai sebagai acuan bahwa hasil prediksi yang diperoleh dapat diandalkan.

Dalam Tabel 6, 7 dan 8 ditunjukkan contoh hasil hasil komputasi yang menunjukkan korelasi, suhu cairjenuh, t_t dan suhu uap jenuh, t_t dan harga sifat termodinamik penting lainnya yaitu volume jenis dan entalpi untuk berbagai harga tekanan. Dapat dilihat bahwa sifat termodinamika campuran propana/n-butana pada konsentrasi n-butana sekitar harga 0.7 dan 0.8 sangat mendekati R12.

Tabel 6. Sifat termodinamika propana/n-butana pada x, = 0,6.

Tabel 7. Sifat termodinamika propana/n-butana pada x, = 0,7.

Tabel 8. Sifat termodinamika propana/n-butana pada x, = 0,8.

Dalam Gb. 4 ditunjukkan perbandingan d R12, refrigeran turunan ethana dan campuran pro butana untuk konsentrasi 0.7 dan 0.8 ditinjau da didihnya pada tekanan atmosfir.

Gb. 4. Suhu didih beberapa refrigeran.

7. KESIMPULAN

Persamaan Redlich-Kwong yang telah dimodi diterapkan untuk prediksi tingkat keadaan camp propana/n-butana untuk berbagai konsentrasi kom dengan menggunakan data tingkat-keadaan unsur-unsi yang masing-masing dapat diperoleh dari literatur. Dem pula untuk prediksi sifat-sifat termodinamika lainnya penting dalam evaluasi unjuk-kerja termodinamik si refrigerasi siklus kompresi uap. Sebagaimana ditunju dalam pembahasan, sifat refrigeran CFC R12 yang d waktu dekat akan dihentikan produksinya dapat didekati campuran tersebut. Dengan demikian diharapkan, camp propana/n-butana mempunyai peluang untuk dijadikan : satu alternatif penggantinya apabila aspek lain seperti a keselamatan dan kompatibilitas dengan perangkat keras lazim dipakai (kompresor, evaporator, kondensor, pelu dapat dijamin.

Studi teoritik unjuk kerja sistem refrigerasi de campuran biner propana/n-butana dengan meneraj persamaan tingkat keadaan yang diusulkan telah dilaku Sebuah program komputer telah dikembangkan untuk tu tersebut. Hasil studi tersebut akan dibahas dalam tulisan sebagai kelanjutan dari tulisan ini.

\[K_i = \frac{y_i}{x_i} \tag{35}\]

perbandingan antara koefisien fugasitas parsial fasa cair terhadap koefisien fugasitas fasa uap, atau

/n

h

\[K_i = \frac{\phi_i^L}{\phi_i^V} \tag{36}\]

Untuk menentukan koefisien fugasitas parsial baik fasa cair maupun fasa uap akan dipakai persamaan yang diusulkan oleh Soave^[15] yang dapat ditulis dalam bentuk,

\[f_1 = \frac{a\alpha}{bRT} \left[ b/b - \frac{z\sqrt{(a\alpha)_I}}{\sqrt{a\alpha}} \right] . \ln(1+b/\nu)\] (37)

dimana z adalah faktor kompresibilitas yang untuk bentuk persamaan tingkat keadaan (7) dapat ditulis sebagai,

\[z = \frac{1}{1 - b/\nu} - \frac{a}{RT^{3/2}\nu(1 + b/\nu)}\] (38)

\[ln\phi_i = -ln[z(1-b/v)] + \frac{b_i}{b}(z-1) + f_1\] (39)

Hasil komputasi persamaan-persamaan diatas untuk berbagai kombinasi x dan y ditunjukkan dalam Tabel 5.

Tabel & Keseimbangan Cair-Uap an isi

ya an ng

m an m

eh an ah ek

ng is)

an an n.

an

5.2. Volume-jenis Cair dan Uap Jenuh

Pada umumnya pengaruh perubahan tekanan terhadap penyimpangan sifat-sifat campuran pada fasa cair sangat kecil dibanding dengan pada fasa uapnya, kecuali pada suhu yang mendekati suhu kritis atau pada tekanan yang cukup tinggi. Karena untuk pemakaiannya sebagai refrigeran sistem kompresi uap, tekanan yang terjadi cukup kecil dibanding dengan tekanan kritisnya, maka untuk fasa cair persamaan (3) dapat dipakai untuk menentukan volume jenis campuran.

Volume jenis uap jenuh campuran ditentukan dengan memasukkan tekanan dan suhu jenuh ke dalam persamaan (7).

5.3. Entalpi Cair Jenuh dan Uap Jenuh

Karena campuran propana dan n-butana mempunnyai penyimpangan positif dari hukum Raoult, pencampuran dua substansi ini akan menimbulkan absorbsi panas. Dengan demikian, entalpi campuran harus ditambah dengan entalpi pencampuran ini. Secara matematik, pernyataan ini dituliskan sebagai berikut,

\[H_{mix.s} = x_1 H_1 + x_2 H_2 + \Delta H_{mix.s} \tag{40}\]

Soave telah membuat program komputer untuk memprediksi besarnya panas pencampuran larutan biner baik pada fasa cair maupun pada fasa uap.

Harga ΔH_mix,s fasa cair dan fasa uap dievaluasi dengan menyelesaikan persamaan berikut,

\[\Delta H_{mix,s} = RT[1-z+\frac{A}{B}(1+\frac{D}{a\alpha})\ln(1+B/z)] \qquad (41)\] di mana,

R = konstanta gas universal,

\[a = 0,42747 \alpha R^2 T_c^2 / P_c \tag{42}\]

\[\alpha = [1 + m(1 - \sqrt{\frac{T}{T_c}})]^2 \tag{43}\]

\[m=0,48508+1,55171\omega-0,15613\omega^2\] (44)

\[A = 0.42747 \alpha \frac{P}{P_c} (\frac{T_c}{T})^2 \tag{45}\]

\[B=0.08664(\frac{P}{P})(\frac{T_c}{T}) \tag{46}\]

CATATAN

Studi ini dibiayai dengan dana penelitian OPF dan sebagai kelanjutannya telah disetujui pendanaannya melalui proyek penelitian sektoral dari Bank Dunia untuk dilaksanakan studi eksperimen.