F-0digilib.unila.ac.id/2065/18/LAMPIRAN-LAMPIRAN.pdfPerpindahan panas yang melewati dinding menara...
Transcript of F-0digilib.unila.ac.id/2065/18/LAMPIRAN-LAMPIRAN.pdfPerpindahan panas yang melewati dinding menara...
F-26
n. Menentukan Ukuran Pipa Pemasukan dan Pengeluaran
a) Pipa feed
Tabel F.10. Densitas Liquid pada suhu umpan 344,47 K:
Komponen Feed
(kg/jam) wi ρkg/m
3 wi/ρ
µ
(Pa.s) Wi/µ
C7H6O3 153,928 0,0350 981,3754 0,0000 0,0038 9,2531
CH3OH 2528,521 0,5745 732,8170 0,0008 0,0003 1.665,6838
C8H8O3 1533,507 0,3484 974,9133 0,0004 0,0012 293,3095
H2O 185,068 0,0421 876,7311 0,00005 0,0004 94,4837
H2SO4 532,651 0,1210 3.565,8368 0,00003 0,0076 16,0054
Total 4.401,0235 1,0000 3.565,8368 0,0012 0,0058 2.062,7301
iwi
mix
ρΣ
1ρ
= 816,3169 kg/m3
µmix =
= 4,8479E-04 Pa.s
= 4,8479E-01 cp
Temperatur = 71,32 oC (344,47 K)
Laju alir massa, G = 4.401,023 kg/jam = 1,2225 kg/s
Diameter optimum (optimumiD ,
) :
optimumiD ,
= 366 G0,53
.μ0,03
. ρ-0,37
(Coulson 5.13 Vol. 6., 1983)
= 37,003,053,0 ) 3169,168() 04-4,8479E(2225,1366 xx
= 27,0875 mm = 1,0664 in
B
B
x
x
Dipilih spesifikasi pipa (Kern, 1965, Tabel 11, hal.844) :
Nominal pipe standar (NPS) = 1,25 in
Schedule number = 40 (standar)
ID = 1,380 in = 0,0351 m
OD = 1,660 in
A = 1,5 in2
= 0,0010 m
b) Pipa Gas Keluar dari Puncak Menara
ρ = (BM .P)/(R.T)
P = 1 atm
R = 0,08026 m3.atm/kmol.K
Tabel F.11. Densitas dan Viskositas Gas Keluar dari Puncak Menara
Komponen Vapor
(kg/jam) Wi ρkg/m
3 wi/ρ
µ
(Pa.s) Wi/µ
C7H6O3 0,0000 0,0000 4,9794 0,0000 0,00378 0,0000
CH3OH 2.515,8782 0,9996 1,1546 0,8657 0,00034 2.898,1443
C8H8O3 0,0000 0,0000 5,4846 0,0000 0,00119 0,0000
H2O 0,9253 0,0004 0,6495 0,0006 0,00045 0,8261
H2SO4 0,0000 0,0000 3,5361 0,0000 0,00756 0,0000
Total 2.516,8036 1,0000 12,2681 0,8663 0,0058 2.898,9704
Temperatur = 64,5952 oC (337,7452 K)
Laju alir massa, G = 2.516,8036 kg/jam = 0,6991 kg/s
Densitas gas campuran ( v )
iwi
mix
ρΣ
1ρ (Coulson, 1983, pers.8.2)
= 1,1543 kg/m3
F-27
Keterangan :
v = Densitas uap campuran (kg/m3)
P = Tekanan (atm)
R = Konstanta gas (m3.atm/kgmol.K)
T = Temperatur (K).
μ gas = 3,4495-04 Pa.s
= 3,4495E-01 cP
Diameter Optimum :
optimumiD , = 366 G
0,53.μ
0,03. ρ
-0,37
(Coulson 5.13 Vol. 6., 1983)
= 37,003,053,0 1,1543 04-3,4495 0,6991366
xx
= 226,0285 mm = 8,8988 in
Dipilih spesifikasi pipa (Kern, 1965, Tabel 11, hal.844) :
Nominal pipe standar (NPS) = 10 in
Schedule number = 40 (standar)
ID = 10,02 in = 0,2545 m
OD = 10,75 in
A =78 in2
F-28
c) Pipa Cairan Refluks di Puncak Menara
Tabel F.12. Densitas dan viskositas cairan refluks di puncak menara.
Komponen Refluks
(kg/jam) Wi ρkg/m
3 wi/ρ
µ
(Pa.s) Wi/µ
C7H6O3 0,0000 0,0000 1.386,9750 0,0000 0,00378 0,0000
CH3OH 1.281,7038 0,9996 749,0883 0,0013 0,00034 2.898,1443
C8H8O3 0,0000 0,0000 1.139,4548 0,0000 0,00119 0,0000
H2O 0,4714 0,0004 981,1847 0,0000 0,00045 0,8261
H2SO4 0,0000 0,0000 1.833,1849 0,0000 0,00756 0,0000
Total 1.282,1752 1,0000 0,001335 0,0058 2.898,9704
Temperatur = 64,5952oC (337,7452K)
Laju alir massa, G = 1282,1752 kg/jam = 0,3562 kg/s
iwi
mix
ρΣ
1ρ
= 749,1534kg/m3
μmix = 3,4495E-04 Pa.s
= 0,3450 cP
Diameter optimum (optimumiD ,
) :
optimumiD ,
= 366 G0,53
.μ0,03
. ρ-0,37
= 37,003,053,0 749,1534 04-E 3,4495 0,3562366
xx
= 14,4011 mm = 0,5670 in
Dipilih spesifikasi pipa (Kern, 1965, Tabel 11, hal.844) :
Nominal pipe standar (NPS) = 0,75 in
Schedule number = 40 (standar)
ID = 0,8240 in
OD = 1,05in
A = 1,1 in2
F-29
d) Pipa Cairan Keluar dari Dasar Menara
Tabel F.13. Densitas dan Viskositas Cairan Keluar dari Dasar Menara
Komponen Bottom
(kg/jam) wi ρkg/m
3 wi/ρ
µ
(Pa.s) Wi/µ
C7H6O3 153,9278 0,0817 1.306,8371 0,0001 0,0004 196,0756
CH3OH 12,6426 0,0067 680,3902 0,0000 0,0002 27,5860
C8H8O3 1.533,5069 0,8139 1.081,1990 0,0008 0,0003 2.920,5494
H2O 184,1426 0,0977 929,3250 0,0001 0,0002 437,8171
H2SO4 532,6509 0,2827 1.822,1368 0,0002 0,0012 243,3297
Total 1.884,2200 1,0000 0,000930 0,0012 3.582,0282
Temperatur = 125,4702 oC (398,6202 K)
Laju alir massa, G = 1.884,22 kg/jam = 0,5234 kg/s
iwi
mix
ρΣ
1ρ
= 1074,9441 kg/m3
μmix = 2,7917E-04 Pa.s
= 0,27917 cP
Diameter optimum (optimumiD ,
) :
optimumiD ,
= 366 G0,53
.μ0,03
. ρ-0,37
= 37,003,053,0 1074,9441 04-2,7917E0,5234366
xx
= 14,8965 mm = 0,5865 in
Dipilih spesifikasi pipa (Kern, 1965, Tabel 11, hal.844) :
Nominal pipe standar (NPS) = 0,75 in
Schedule number = 40 (standar)
ID = 0,8240 in
OD = 1,050 in
A = 1,1 in2
F-30
e) Pipa vapor keluaran Reboiler
ρ = (BM .P)/(R.T)
P = 1,5 atm
R = 0,08026 m3.atm/kmol.K
Tabel F.14. Densitas dan Viskositas vapor keluaran Reboiler
Komponen vapor reboiler
(kg/jam) wi ρkg/m
3 wi/ρ
µ
(Pa.s) Wi/µ
C7H6O3 435,3762 0,0817 4,2190 0,0194 0,0004 196,0668
CH3OH 35,8397 0,0067 0,9783 0,0069 0,0002 27,6471
C8H8O3 4.337,3747 0,8138 4,6470 0,1751 0,0003 2.920,3756
H2O 521,0590 0,0978 0,5503 0,1777 0,0002 437,9840
H2SO4 1.509,5923 0,2832 2,9961 0,0945 0,0012 243,8064
Total 5.329,6495 1,0000 0,3790 0,0012 3.582,0735
Temperatur = 125,4702 oC (398,6202 K)
Laju alir massa, G = 5.329,6495 kg/jam = 1,4805 kg/s
Densitas gas campuran ( v )
iwi
mix
ρΣ
1ρ
= 2,6384 kg/m3
μ gas = 2,7917E-04 Pa.s
= 0,27917 cP
Diameter optimum (optimumiD ,
) :
optimumiD ,
= 366 G0,53
.μ0,03
. ρ-0,37
= 37,003,053,0 2,6384 04-2,7917E 1,4805366
xx
= 236,3832 mm = 9,3064 in
F-31
Dipilih spesifikasi pipa (Kern, 1965, Tabel 11, hal.844) :
Nominal pipe standar (NPS) = 10 in
Schedule number = 40 (standar)
ID = 10,98 in
OD =11,25 in
A = 110 in2
1.) Menghitung Tebal Isolasi Distilation Column
a.) Bahan Isolator
Isolator yang digunakan adalah asbestos and bonding karena temperatur
operasi di dalam distilasi besar, memiliki konduktivitas termal yang kecil
sehingga efektif sebagai isolator. Sifat-sifat fisis (Walas,Tabel.8.20,1988) :
Konduktivitas termal (k) = 0,053Btu/hr.ft oF
Densitas ( ) = 18 lb/ft3
Perpindahan panas yang melewati dinding menara adalah perpindahan panas
dari sinar matahari secara radiasi, panas dari udara luar secara konveksi,
kemudian melalui dinding isolasi dan dinding tangki secara konduksi.
F-32
b.) Bahan Konstruksi Distilasi
Bahan konstruksi adalah carbon steel. (Perry, 1984). Perpindahan panas
konduksi dalam silinder berlapis yang disusun seri seperti gambar berikut
adalah:
r1r1
r3
r1
r2
T2T1
T3
Tu
r2r3
Gambar F.7. Sistem isolasi menara.
Perpindahan panas melalui tiap lapis tahanan dihitung dengan hukum Fourier
dan A = 2πrL, diperoleh:
2
2
3
1
1
2
u1
k
rr
ln
k
rr
ln
)TT(L2Q
(Holfman, 1997, pers.2-9)
Jika perpindahan panas disertai konveksi dan radiasi, maka persamaan di atas
dapat dituliskan:
3rc2
2
3
1
1
2
u1
rhh
1
k
rr
ln
k
rr
ln
)TT(L2Q
(Holman, 1997, pers.2-12)
Jika diaplikasikan dalam perhitungan perancangan tangki maka diperoleh:
Q =
)xr(hh
1
k
rxr
ln
k
rr
ln
)TT(L2
is2rcis
2
is2
p
1
2
u1
Keterangan :
xis = Tebal isolasi (ft )
F-33
r1 = Jari–jari dalam tangki (ft)
r2 = Jari–jari luar tangki (ft)
r3 = Jari – jari luar isolasi (ft)
T1 = Temperatur permukaan tangki bagian dalam (oF)
T2 = Temperatur permukaan tangki bagian luar (oF)
T3 = Temperatur luar isolasi (oF)
Tu = Temperature udara (oF)
kp = Konduktivitas termal tangki (Btu/hr.ft oF)
kis = Konduktivitas termal isolasi (Btu/hr.ft oF)
hc = Koefisien konveksi (Btu/hr.ft2 oF)
hr = Koefisien radiasi (Btu/hr.ft2 oF)
Untuk menghitung perpindahan panas dari luar ke dalam shell, harus dihitung
terlebih dahulu temperatur kesetimbangan radiasi pada permukaan dinding luar
yang terkena sinar matahari pada temperatur udara lingkungan sekitar shell.
Pada keadaan kesetimbangan radiasi, jumlah energi yang terabsopsi dari
matahari oleh suatu material sama dengan panjang gelombang radiasi yang
bertukar dengan udara sekelilingnya (J. P. Holman, 2002, 9th
ed). Temperatur
permukaan dinding luar dihitung dengan persamaan berikut:
4surr
4.templowsun
sun
TTA
q
(J P Holman, 1979, 6th ed)
Keterangan ;
sunA
q
= Fluks radiasi matahari (W/m
2)
αsun = Absorptivitas material untuk radiasi matahari
αlow. temp = Absorptivitas material untuk radiasi pada 25oC
F-34
σ = Konstanta Boltzman = 5,669 x 10-8
42 Km
W
Tsurr = Temperature lingkungan (udara)
Data perhitungan :
r1 = 20 in (1,67ft)
r2 = 20,2500 in (1,6875 ft)
T1 = 398,6202 K (257,8464 oF)
Tu = 35oC (308,15
K; 95,0000
oF)
kp = 25,7305 Btu/hr.ft2 oF
kis = 0,0530 Btu/hr.ft2 oF
L = 22,4436 m (73,6336 ft)
c.) Temperatur isolasi permukaan luar :
Isolasi yang digunakan akan di lapisi dengan cat (pigmen) berwarna putih.
Berdasarkan Tabel 8.3 (Holman,1979), diperolah data :
sunA
q
= 500 W/m
2
surya = 0,18
rendahsuhu = 0,8
σ = 5,669 10-8
42 Km
W
444
2
8
2K]15,303T[
Km
W10669,58,018,0
m
W500
F-35
T3 = 323,8620 K
= 50,7120 oC
= 123,2816 oF (temperatur pemukaan luar isolasi)
d.) Panas yang hilang dari dinding isolasi ke udara:
(1) Koefisien perpindahan panas radiasi
21
44
TT
TTh ui
r
=
u
u
TT
TT
3
44
3 100/100/676,5 (Geankoplis,pers.4.10-10,1979)
= 15,3088620,323
)100/15,308()100/8620,323()676,5()55,0(
44
= 3,9429 W/m2.K
= 0,6944 Btu/hr.ft2 o
F
Keterangan :
hr = Koefisien perpindan panas secara radiasi (W/m2 o
K)
ε = Emisivitas bahan isolator
T3 = Temperatur permukaan luar isolator (oK)
Tu = Temperatur udara (oK)
(2) Koefisein perpindahan panas konveksi
Tf = ½ (T3 + Tu)
= ½ (323,8620 + 308,15)
= 316,0060 K
Sifat properties udara pada T = 316,0060 K (Geankoplis,Tabel.A3-3,1979)
F-36
ρf = 1,1201 kg/m3
Cpf = 1,0056 kJ/kg K
µf = 1,923x10-5
kg/m.s
kf = 0,0274 W/m K
β = 3,1714x10-5
K1
2
23
μ
Δβρ TgLNGr ( SI ) (Geankoplis, 1993, Pers.4.7-4)
=
215233
./00002,0
15,3088620,32310.1714,3/8067,9/1201,18,1909
smkg
KKsmmkgmo
= 9,106 E+09
k
CN
p .Pr (Geankoplis, Pers.4.7-4.1993)
=
KmW
smkgKkgkJ
o
o
./0274,0
./00002,0./0056,1
= 0,70446
PrNNN GrRa (Geankoplis, Pers.4.7-4.1993)
= 9,106 E+09 0,70446
= 6,415E+09
Berdasarkan Tabel 4.7-2 (Geankoplis,1993, hal. 256), untuk silinder vertikal dan NRa = >
109 , maka koefisien perpindahan panas konveksi dirumuskan sebagai berikut :
3/1.24,1 Thc
= 3/1
324,1 uTT
= 3/115,3088620,32324,1
F-37
= 3,1057 W/m2.K = 0,5469 Btu/hr.ft
2.oF
(hc + hr) = (0,5469 + 0,6944) Btu/hr.ft2.oF
= 1,2413 Btu/hr.ft2.oF
qr = (hc +hr) 2 π r3 L (T3 – Tu)
= (1,2413 Btu/hr.ft
2.oF) (2) (3,14) (r3) (73,6336 ft) (123,2816 – 95)
oF
= 16.234,1288 r3……………………………………………………..(1)
Panas yang keluar lewat dinding :
qc
3rc2
2
3
1
1
2
u1
rhh
1
k
rr
ln
k
rr
ln
)TT(L2
3
2../2413,1
1
../0,0530
0208,23ln
../7305,25
20208,2
ln
)952816,123(26,8722
rFfthrbtuFfthrbtu
ftr
Ffthrbtu
ftft
Fft
ooo
o
3
3
1,2413
1
0530,0
0208,2ln
0,0004
4.772,6942
r
r
………………………………….(2)
Perpindahan panas konduksi sama dengan perpindahan panas konveksi dan
radiasi, sehingga :
qr = qc
13783,8236 r3
3
3
1,2413
1
0530,0
0208,2ln
0,0004
4.772,6942
r
r
Dengan substitusi pers. (1) ke (2) maka diperoleh nilai diameter isolator (r3 )
adalah 2,8646 ft
Jadi : r3 = 2,8646 ft
F-38
Tebal isolasi (xis)
xis = r3 – r2
= 2,8646 ft – 2,7708 ft
= 0,0937 ft = 1,125 in = 2,8575 cm
q loss = (hr + hc)Ta.π. r3 . L . (Ti - Tu)
= 5276,6838 Btu/jam
e. Panas Hilang dari Head dan Bottom
Assumsi : * Tebal isolasi head sama dengan tebal isolasi dinding
* (hr + hc) head sama dengan (hr + hc) dinding silinder
* Luas head sama dengan luas bagian atas silinder
Persamaan panas hilang dari head menara:
q = (hr + hc). A. (Ti – Tu)
A = Surface of head
= 0,842 D2
(Tab 18.5, Wallas, 1990:627)
= 31,9764 ft2
Jadi panas yang hilang dari head menara distilasi adalah :
q = (1,2413 Btu/ft2.jam.
oF). (31,9764 ft
2).( 28,2816
oF)
= 1.122,5949Btu/jam
Panas total yang hilang ke lingkungan:
q = Panas hilang dari dinding menara + (2 x panas hilang dari head)
= 5726,6838 Btu/jam + (2 1.122,5949 Btu/jam)
= 7.521,8737Btu/jam
F-39
2.) Pengaruh Angin dan Gempa Terhadap Ketebalan Shell Menara
Perhitungan awal tebal shell dan head menara telah dilakukan. Menara cukup
tinggi sehingga perlu dicek pengaruh angin dan gempa,
Spesifikasi menara:
OD shell = 40 in = 3,3 ft
Tinggi menara = 26,8728 ft = 322,4738 in
Tekanan operasi = 1,0 atm
Bahan konstruksi = stainless steel SA-167 Grade 11 tipe 316
Tinggi skirt = 10,0000 ft
Tebal isolasi = 0,0937 ft = 1,125 in = 2,8575 cm
Diameter,d = OD + 24
OD + 2 sf +
32 icr
= 40 + 24
40+ 2(2) +
32 (3,25)
= 48,5833 in
Beban head = 4
2td
1728
= 4
25,0 48,583314,3 2x
1728
490
= 164,19 lb
F-40
Up wind
fwx
atau
fsx
fdx
fap
fwx
atau
fsx
Down wind
fdx
fap
Gambar F.8. Kombinasi stress pada menara distilasi.
a.) Pemeriksaan tebal shell
(1) Stress pada kondisi operasi
(a) Perhitungan stress aksial dalam shell
di = 40 in
ts = 0,3125 in
Pdesain = 17,6352psi
ct
dPf
s
ap
4 (Pers. 3.13, Brownell, 1959)
125,03125,04
40 17,6352
apf = 940,544psi
keterangan :
fap = stress aksial shell, psi
d = diameter dalam shell, in
p = tekanan desain, psi
ts = tebal shell menara, in
c = corrosion allowance, in
(b) Perhitungan berat mati (dead weights)
Shell
Diketahui :
F-41
Do = Diameter luar shell = 3,3854 ft (tanpa isolator)
Di = Diameter dalam shell = 3,3 ft
ρs = densitas shell = 490 lb/ft3
XDDW sioshell .)..(4
22
(Pers. 9.1, Brownell, 1959)(F.60)
Wshell = 112,8574 X (lb)
fdead wt shell = 3,4 X (Pers. 9.3a, Brownell, 1959)
X = jarak dari puncak ke bawah, ft
Isolator
Diketahui :
Dins = diameter termasuk isolator = 3,4531ft
Wins = berat isolator
ρin = densitas isolator = 18 lb/ft3
tins = tebal isolator
= 0,0937 ft = 1,1250 in
insinsinsins tXDW
....12
2 (Pers. 9.2, Brownell, 1959)
Wins = 63,1827X (lb)
fdead ins. = )(144
..
ct
tX
s
insins
(Pers. 9.4a, Brownell, 1959)
fdead wt ins. = 0,75X
Attachment
Wt isolasi = π.(do2
- di2).L/4
= 3,14 x (3,3842 – 3,3
2) x
4
872,26
F-42
= 7,3819 lb/ft
Wt top head = 164,19 lb
Wt tangga = 25 lb per ft (pp.157 , Brownell, 1959)
Wt over head vapor line = 28,56 lb per ft (App.K, Brownell, 1959)
Total Wt = 164,19+ 60,9419 X
Dari Pers. 9.6, Brownell and Young, 1959 :
Dm = diameter shell
= 3,3854ft (tanpa isolator)
ts = 0,2500 in
fdead wt attachment . =c).(t.D12.
Σ
sm
sattachmentofWeight
= )125,02500,0(3,385412
60,9419X + 164,19
= 6,8647 + 2,5480 X
Berat Tray + liquid (Dibawah X = 4 ) dihitung sebagai berikut :
1
21
2
4
XXn
fdead wt (liquid + trays) = ctD
Dxx
X
ctD
wttraysliquid
sm
m
sm
...12
4
.251
2
...12
)(
= 2,7778
1
2
X
= 1,3889 X - 2,7778
Wt tray = 25 lb per ft (pp.157, Brownell and Young, 1959)
fdx = fdead st shell + fdead wt iso. + fdead wt trays + fdead wt attach.
fdx = 8,0868 X + 4,0869
F-43
(2) Perhitungan stress karena beban angin
Pangin = 25 lb/ft2
(Tabel 9.1 Brownell, 1959)
fwx = ctd
Xd
so
eff
2
2.89,15 (Pers. 9.20, Brownell, 1959)
deff = diameter efektif shell untuk beban angin, in
= kolom yang diisolasi + tangga
= 42,8750 in
fwx = 2,2016X2
(3) Perhitungan stress gabungan pada kondisi operasi
(a) Kombinasi stress dalam pengaruh angin
Up wind side, f tensile
ft(max) = fwx + fap - fdx (Pers. 9.78, Brownell, 1959)
= 2,2016 X2
-8,0868 X + 936,4571
f = 17000 psi
E = 0,8 (double welded butt joint : Brownell & Young, 1959)
fallowable = f x E
= 13600 psi
fallowable = ft(max)
13600 = 2,2016X2
-8,0868 X + 936,4571
0 = 2,2016X2
-8,0868 X -12.663,5429
X2
= a = 2,2016
X = b = -8,0868
c = -12.663,5429
x1 = 77,7004ft
F-44
x2 = -74,0273 ft
Down wind side, f compresi, (fc)
fc(max) = fwx - fap + fdx (Pers. 9.80, Brownell, 1959)
= 2,2016 X2
-8,0868 X + 936,4571
dari stabilitas elastis, dengan pers:
fc = 1,5 x 106 (t/r) < 1/3 y.p (Pers. 2,25, Brownell, 1959)
keterangan :
t = ketebalan shell = 0,3125 in
r1 = jari-jari dalam shell = 33,0000 in
yield point = 50.000 psi (Tab.3.2, Brownell and Young, 1959)
1/3.y.p = 16.666,6667 psi
fc = 14.204,5455 psi ≤ 16.666,66667 psi
karena fc lebih kecil dari 1/3 y.p, maka digunakan fc = 14.204,5455 psi
fc = fc(max)
14.204,5455 = 2,2016 X2
+8,0868 X + -936,4571
0 = 2,2016 X2
+8,0868 X + -15.141,0025
X2
= a = 2,2016
X = b = 8,0868
c = -15.141,0025
x1 = 81,1129ft
x2 = -84,7861 ft
F-45
(4) Stress pada kondisi ereksi
Kondisi ereksi yaitu kondisi tower kosong, tanpa tray, tanpa insulasi, tanpa
tekanan, pipa uap, dan hanya dipengaruhi oleh beban angin.
(a) Perhitungan stress karena beban mati (fdw)
Upwind side,
fdead wt shell = 3,4000 X (Pers. 9.3a. Brownell, 1959)
beban mati lain:
Wt top head = 164,19 lb
Wt tangga = 25,0000 lb per ft
Wt over head vapor line = 28,5600 lb per ft (+)
Total = 53,5600 X + 164,19
fdeadwt attachment , = ).(..12 ctD
AttachmentofWeight
sm
(Pers.9.6, Brownell, 1959)(F.73)
fdead wt attachment = 6,8647+ 2,2393 X
fdw = fdead shell + fdead attach.
= 5,6393 X + 6,8647
(b) Perhitungan stress karena angin
deff = 42,8750 in
fwx = ctd
Xd
so
eff
2
2.89,15 = 2,2016X
2
(c) Perhitungan stress gabungan pada kondisi ereksi parsial
Upwind side
ft(max) = fwx - fdw (Pers. 9.78. Brownell, 1959)
F-46
= 2,2016X2 – 2,2393 X – 6,8647
f = 17000
E = 0,8000
fallowable = f x E
= 13600 psi
fallowable = ft(max) sehingga:
13600 = 2,2016X2 – 2,2393 X – 6,8647
0 = 2,2016X2 – 2,2393 X – 13.606,8647
X2 = a = 2,2016
X = b = – 2,2393
c = – 13.606,8647
X1 = 79,1259 ft
X2 = -78,1087 ft
(d) Pemeriksaan terhadap stress karena gempa
Untuk ketinggian total menara (vessel + skirt ) 36,8728 ft, berat menara plus
attachment, liquids, dan lainnya dapat dihitung dengan mengalikan compressive
stress total terhadap berat dengan luas permukaan penampang menara
fdw shell = 49,9800 psi
fdw ins = 118,8766 psi
fdw attach = 956,7884 psi
fdw tray + liquid = 21,8056 psi +
fdw total = 1.147,4505 psi =mdndbhdjdkso ====== =
F-47
Berat menara pada kondisi operasi
ΣW = fdw(total) π d ts (Brownell, 1959, hal,177)
= 1.147,4505 psi x 3,14 x 3,3 ft x 0,3125 ft
= 312,76 lb
Wavg = 8,4821 lb per ft
Berat menara pada kondisi ereksi
Perhitungan fdw pada saat ereksi
fdw shell = 49,9800 psi
fdw attach = 35,1573 psi +
fdw total = 85,1373 psi
ΣW = fdw(total) π d ts
= 85,1373psi x 3.14 x 3,3 ft x 0,3125 ft
= 23,2058 lb
5. Vibration
Vibrasi ditemui pada menara tinggi. Perioda dari vibrasi pada menara tinggi harus
dibatasi, karena vibrasi yang berlangsung dalam perioda yang cukup lama akan
menimbulkan suatu kerusakan pada menara.
periode vibrasi:
T =
2/12
51065,2
t
Dw
D
H (Pers. 9.68. Brownell, 1959)
= 0,0136 s
Keterangan :
T = periode vibrasi, s
F-48
H = tinggi menara total = 36,8728 ft
D = diameter menara = 3,4531 ft
w = berat menara = 8,4821 lb/ft
ts = tebal shell menara (tebal shell + tebal isolator) = 1,4375 in
dari tabel 9.3 Brownell and Young untuk zone 1 & T < 0,0136s
diperoleh, C = 0,05
Momen karena gempa
Msx = 2
2 34
H
XHWXC (Pers. 9.71. Brownell, 1959)
keterangan :
Msx = momen bending, lb
C = koefisien seismik = 0,05 (Tabel 9.3. Brownell, 1959)
H = tinggi menara total = 36,8728 ft
W = berat menara = 312,76 lb
X = tinggi total menara – tinggi skirt = 26,8728 ft
Msx = 2
2 34
H
XHWXC
Msx = 2.782,3842 lb
Stress karena gempa, fsx
fsx = ctr
M
s
sx
2π (Pers. 9.72. Brownell, 1959)
= 4,3397psi
F-49
stress karena angin:
fwx = 2,7426 X2
= 0,5595 x (26,872)2
ft
= 1589,8877 psi
fwx > fsx, maka fwx yang mengontrol dan perhitungan pengecekan tinggi menara
benar.
b.) Desain Stiffening Ring
Untuk cylindrical shell
)t/Do(3
B4Pa (hal 32, Megyesy, 1983)
Keterangan :
Pa = Maksimum working pressure yang diizinkan, psig
Do = diameter luar (termasuk isolasi) = 41,4375 in
L = panjang dari vessel section, in
= (panjang vessel tanpa head + 2 (tinggi dish-(tinggi dish/3))
= 327,2488 in
t = ketebalan dinding vessel(tebal shell + tebal isolator = 1,4375 in
Menentukan nilai B, diketahui nilai dari :
P (tekanan desain luar) = 17,6352 psi
L / Do = 7,8974
Do / t = 28,82
Dari grafik hal 40 (Megyesy), A = 0,0012
F-50
toperasi berkisar antara 148,2713 oF (temperatur top) dan 257,8464
oF (temperatur
bottom)
t operasi = 203,0589 oF, grafik hal 43 (Megyesy), B =12.500
Jadi, Pa = 578,1798 psig
Karena nilai dari maximum allowable design pressure lebih besar dari design
pressure maka tidak diperlukan pemasangan stiffeners, namun untuk
mengantisipasi keadaan vacuum pada saat pengosongan kolom (biasanya saat
shut down), maka pada bagian atas menara dipasang valve yang dihubungkan
dengan alat kontrol tekanan.
3.) Peralatan Penunjang Kolom Distilasi
a.) Desain Skirt Support
Skirt adalah penyangga yang digunakan dan paling aman untuk menyangga
vertikal vessel. Skirt disatukan dengan vessel menggunakan pengelasan
kontinyu (continous welding), ukuran pengelasan ditentukan berdasarkan
F-51
ketebalan skirt. Ketebalan dari skirt harus mampu untuk menahan berat mati
dan bending moment dari vessel. Ketebalan skirt harus lebih dari 6 mm.
Momen pada base
(Megesy, 1983)
Keterangan :
Pw = wind pressure = 25 lb/ft2 (Tabel 9.1 Brownell and Young, 1959)
Dis = diameter vessel dengan isolatornya = 3,4531ft
H = tinggi menara total = 26,8728 ft
hl = lever arm = H/2 = 13,4364 ft
Momen pada base (M) adalah= 25 lb/ft2
x 3,4531 ft x 26,8728 ft x 13,4364 ft
= 31.170,8574 ft.lb
Momen pada ketinggian tertentu (batas antara penyambungan skirt)
).h.D0.5.P(VhMM TiswTT (Megesy, 1983)
V = total shear = 2.319,88 lb
hT = ketinggian skirt = 10 ft
Momen pada batas penyambungan skirt
MT = 31.170,8574 x 10 x (2.319,88 – (0,5 x 25 x 3,4531 x10)
= 12.288,4635 ft.lb
lisw hHDPM ...
F-52
Menentukan tebal skirt
ESπD
W
ESπR
M12t
2
T
(Megesy, 1983)
Do = Diameter luar skirt, skirt dibuat bentuk cylindrical skirt = 41,4375 in
E = Effisiensi penyambungan kolom & skirt = 0,6 (butt joint welding)
MT = Momen pada penyambungan skirt&vessel = 12.288,4635 ft.lb
R = Radius luar dari skirt = 20,7187 in
S = Nilai stress dari head atau material skirt menggunakan bahan stainless steel
= 15.000 psi
W = Berat kolom (pada kondisi beroprasi) 312,76 lb
t = ketebalan skirt = 0,0124 in (digunakan t = 0,1875 in) > 0,1875 in
(memenuhi)
tebal skirt
Butt Weld
Gambar F.9. Sketsa skirt menara distilasi.
F-53
b.) Desain Anchor Bolt
Vertikal vessel harus merekat erat pada concrete fondation, skirt atau yang lain
dengan anchor bolt dan base (bearing) ring. Jumlah anchor bolt harus 4 atau
kelipatannya untuk setiap vertikal vessel, pada vessel yang tinggi sebaiknya
menggunakan 8 buah anchor bolt. Agar merekat kuat pada concrete fondation,
anchor bolt sebaiknya tidak dipasang terlampau dekat, yakni tidak kurang dari 18
in. Pada vessel diameter kecil agar jarak minimal dari anchor bolt terpenuhi,
sebaiknya menggunakan conical skirt atau wider base ring with gussets, atau
anchor bolt chair.
Menentukan Maximum Tension
BB C
W
A
MT
12 (Megesy, 1983)
keterangan :
M = Momen pada base ring berdasar tekanan angin = 31.170,8574 ft.lb
W = Berat vessel (pada ereksi) = 23,2058 lb
Diameter luar skirt = 41,4375 in.
Diameter tempat bolt-bolt dipasang diassumsikan sebesar 42 in (Megyesy, 1983)
As = Area di dalam lingkaran bolt
= 2.826,000 in2
F-54
CB = Circumference pada lingkaran bolt
= 188,4000 in
Tension maksimum pada bolt = 132,2372 lb/lin-in
Menentukan area bolt
.NS
T.CB
B
B4 (Megesy, 1983)
keterangan :
T = Maximum tension dari bolt = 132,2372lb/lin-in
SB = Maximum allowable stress value dari material
bolt menggunakan bahan SA 307 = 15.000 psi (Megesy, 1983)
CB = Circumference pada lingkaran bolt = 188,4000 in
N = jumlah dari anchor bolts = 12 buah (dari tabel B, Megyesy, 1983)
diperlukan bolt area = 0,1384 in2.
Dipakai bolt area seluas = 3,0200 in2
dari tabel A (Megesy, 1983) untuk area bolt seluas = 3,0200 in2
F-55
maka : ukuran bolt = 2,25 in
bolt root area = 0,1384 in2
faktor korosi = 0,1250 in2
+
0,2634 in2
Bolt area yang digunakan seluas (B4)= 3,0200 in2
sehingga digunakan 12 buah bolt berukuran 2,25 in
l3 = 2,2500 in
l2 = 2,7500 in
Desain anchor bolt chair
Pada menara distilasi, anchor bolt didesain dengan menggunakan chair agar
lebih kuat dan mampu untuk menahan menara bermuatan berat, digunakan bolt
dengan ukuran 2,25 in maka dari tabel standar chair anchor bolt, tabel
berdasarkan Scheiman A.D. Shorts Cuts to anchor Bolting and Base Ring Sizing,
Petroleum Refiner, June 1963. (Megesy hal 76, 1983)
A = 3 in E = 1,75 in
B = 6 in F = 2,5 in
C = 4 in G = 2,75 in
D = 1 in
F-56
shell
skirt
chair
anchor
bolt
bearing
plate
2
3
2,5 1/2
1
1,5
1,75
1/4
1/4
Gambar F.10. Sketsa anchor bolt chair.
Stress pada anchor bolt
.NB
T.CS
4
BB (Megesy, 1983)
= 687,4581
Jadi stress pada anchor bolt
= 687,4581 psi < 15.000 (memenuhi)
Berikut ini adalah gambar penyangga menara distilasi.
Gambar F.11. Sketsa penyangga menara distilasi.
F-57
c.) Desain Base Ring / Bearing Plate
Beban yang ditopang pada skirt, dilanjutkan ke pondasi menara melalui base
ring. Base ring harus cukup lebar agar bisa mendistribusikan beban ke pondasi
secara merata, sehingga cukup kuat untuk menahan beban menara.
Menentukan maximum kompresi dari base ring
ss
cC
W
A
MP
12 (Megesy, 1983)
keterangan :
M = Momen pada base ring berdasar gempa = 31.170,8574 ft.lb
W = Berat vessel (kondisi operasi) = 312,76 lb
As = Area di dalam skirt = 2.826,0000 in2
CB = Circumference pada O.D skirt = 188,4000 in
188,4000
312,76
2.826,0000
431.170,85712
xPc
= 134,0204lb/lin-in
Menetukan lebar dari base ring
b
c
f
Pl (Megesy, 1983)
keterangan :
fb = Safe bearing load pada concrete = 750 psi
F-58
Pc = Kompresi maksimum pada base ring
= 134,0204 lb/lin-in
750
1.618,3791l
l = 2,1578 in
Dari tabel A (Megesy, 1983 hal 69) digunakan bolt dengan ukuran 2,25 in.
l2 = 2,75 in
l3 = 2,25 in
li = 12 + 13 = 5 in
Menetukan ketebalan base ring
tB = 0,32.Ii (Megesy, 1983)
tB = 0,32 x 5 in
Maka ketebalan dari base ring = 1,6 in
d.) Desain flange tutup (head dan bottom)
Data Perancangan :
Tekanan desain = 17,6352 psi
Material flange = SA 240 Grade C
Tegangan material flange (fa) = 17000 psi
Bolting steel = SA 193 Grade B7
Tegangan material bolt (fb) = 20000 psi
Material gasket = Asbestos composition
Diameter luar shell = 74,5752 in
F-59
Diameter dalam shell = 40 in
Ketebalan shell = 0,3125 in
Gasket
hG
t
hT
HG
HT
G
h
W
R hD Cgo
g1
g1/2
Gambar F.12. Dimensi flange.
Perhitungan lebar gasket
1)p(my
pmy
d
d
i
o
= 1,0024 (Pers. 12.2 Brownell, 1959)
keterangan :
do = diamater luar gasket, in
di = diameter dalam gasket, in
p = internal pressure = 17,6352 lb/in2
assumsi :
digunakan gasket dengan tebal 1/16 in, dari fig 12.11 B & Y, diperoleh :
y = yield stress (Fig. 12.11 B & Y) = 3700 lb/ in2
M = faktor gasket (fig 12.11 B & Y) = 2,75
F-60
assumsi :
diamater dalam gasket = diameter luar shell, do yaitu = 40 in, sehingga:
do = 1,0024 40 = 40,0969 in
jadi lebar gasket minimum = 0,0485 in = 0,1231cm
digunakan gasket dengan lebar = 0,09 in
Diameter rerata gasket, G = do + lebar gasket.
G = 40,0969 in + 0,09 in
= 40,1869 in
Dari Fig 12.12 B & Y, kolom I, type Ia
2
Nbo
= 0,0450 in, bo < 0,25 in
maka bo = b = 0,0450 in
Wm2 = Hy = b π G y
= 0,0450 x 3,14 x40,1869 x 3700
= 21.010,1355 lb
Beban untuk menjaga joint tight saat operasi.
Hp = 2 b π G m p
= 2 x 0,0450 in x 3,14 x 40,1869 x 2,75 x 17,6352
= 550,7699 lb
F-61
beban dari tekanan internal – pers. 12.89 B & Y:
H = p4
Gπ 2
= 17,634
40,1869 x3,14 2
= 22.357,1022 lb
Beban operasi total – pers. 12.91 B & Y
Wm1 = H + Hp
= 22.357,1022 lb + 550,7699 lb
= 22.908,1022 lb
Wm1 lebih besar dari Wm2 sehingga Wm1 sebagai beban pengontrol.
Perhitungan luas baut minimum (minimum bolting area) – pers 12.92 B & Y
Am1 = b
m1
f
W
keterangan :
fb = tegangan material bolt = 20000 psi
Am1 = 20000
222.908,102
= 1,1454 in2
F-62
Perhitungan ukuran baut optimum
Dari tabel 10.4, Brownell & Young Digunakan baut berukuran 2,25 in sebanyak
12 baut. Bolt circle diameter yang digunakan 40,0969 in.
C = 45,6344 in.
E
d
r
R
Gambar F.13. Detail ukuran baut.
Perhitungan diameter flange luar
Flange OD (A) = bolt circle diameter + 2 E
= 40,0969 in.+ (2 x 1,875)
= 49,3844 in = 1,2544 m
Periksa lebar gasket :
Ab actual =2,0490 5
= 9,2205 in2
Lebar gasket minimum :
Nmin = Gπy2
fA allowactualb
= 40,0969x 3,14 x3700x 2
17000 x 9,2205
= 0,1679 in < 0,4000 in (memenuhi)
F-63
Perhitungan momen
Untuk bolting up condition ( no internal pressure) persamaan untuk mencari
beban desain
W = ½ (Ab + Am) fa (Pers. 12.91, Brownell, 1959)
= ½ (9,2205 in2
+ 1,1454 in2) 17000 psi
= 88.110,1934 lb
persamaan untuk mencari hubungan lever arm
hG = ½ (C – G) (Pers. 12.101, Brownell, 1959) (F.99)
= ½ (45,6344 – 40,0969) in
= 2,7237 in
flange moment adalah sebagai berikut : (tabel 12.4)
Ma = W hG (untuk kondisi beroperasi W = Wm2)
= 88.110,1934 lb x 2,7237 2 in
= 239.987,1552 lb in
Untuk HD digunakan persamaan 12.96 Brownell & Young.
HD = 0,785 x B2
x p
B adalah diameter luar shell = 40,000 in
HD = 0,785 x 40 2 in x 17,63
HD = 22.149,8112 lb
The lever arm, gunakan persamaan 12.100 Brownell & Young.
hD = ½ (C – B)
= ½ (45,6344 – 40)
F-64
= 2,8172 in
The moment, MD gunakan persamaan 12.96 Brownell & Young.
MD = HD x hD
= 22.149,8112 lb x 2,8172 in
= 62.400,1712 lb in
HG dicari menggunakan persamaan 12.98 Brownell & Young.
HG = W – H = Wm1 – H
= 22.908,1022 – 22.357,1022
= 550,7699 lb
hG = ½ (C – G) (Pers. 12.101, Brownell, 1959)
= ½ (45,6344– 40,1869) in
= 2,7237 in
momen dicari dengan persamaan 12.98 Brownell & Young
MG = HG x hG
= 550,7699 lb x 2,7237 in
= 1.500,1409 lb in
HT dihitung dengan menggunakan persamaan 12.97 Brownell & Young
HT = H - HD
= (22.357,1022 – 22.149,8112) lb
= 207,5211 lb
Hubungan lever arm adalah dengan persamaan 12.102 Brownell & Young.
hT = ½ (hD + hG)
F-65
= ½ (2,8172 + 2,7237)
= 2,7705 in
The moment dicari dengan persamaan 12.97 Brownell & Young
MT = HT x hT
= 207,5211 lb x 2,7705 in
= 574,9273 lb in
Jumlah momen pada kondisi operasi, MO
MO = MD + MG + MT (Pers. 12.99, Brownell, 1959)
= 62.400,1712 + 1.500,1409 + 574,9273
= 64.475,2394 lb in
Momen operasi adalah momen pengontrol, sehingga Mmax = 64.475,2394 lb
Perhitungan tebal flange
t =Bf
MY
a
max
Diketahui:
K = A/B = 1,2346
dari fig. 12.22 Brownell didapat nilai Y = 13
sehingga di dapat ketebal flange adalah, t = 1,1102 in
F-66
d = diameter baut
t = tebal flange
Gasket
Bolt
Gambar F.14. Detail untuk flange dan bolt pada head menara.
4.) Desain manhole acces
Setiap pressure vessel yang dalam operasinya melibatkan liquid ataupun vessel
yang di dalamnya terdapat alat lain seperti impeler, packing, plate dan lainnya
sebaiknya dilengkapi dengan manhole yang tujuannya untuk pemeriksaan dan
perbaikan. Untuk vessel dengan diameter antara 48 in sampai 96 in, digunakan
manhole dengan diameter dalam minimal 15 in. (Megyesy, 1983). Manhole dipasang
dengan tujuan sebagai tempat untuk perbaikan plate.
Gambar F.15. Detail desain manhole
20'’
6"
24,5"
1,25"
2,0764"
5"
28,75"
26.25"
1,25"
9"
42,25"
3"
42,25"
27"
12,25"
F-67
Diameter vessel = 73,9502 in
Tinggi menara = 26,8728 ft (tanpa penyangga)
Maka Konstruksi manhole berdasarkan rekomendasi API Standard 12 C (Brownell
and Young, appendix F item 3 dan 4 ) :
Diameter manhole = 20 in
Ketebalan cover plate = 5/8 in
Bolting-flange thickness after finishing = 1/2 in
Dimensi manhole 20 in berdasarkan rekomendasi API Standard 12 C :
Ketebalan manhole = 5/8 in
Ukuran Fillet Weld A = 1/4 in
Ukuran Fillet Weld B = 5/8 in
Approx radius (R) = 5/8 in
Length of side (L) = 45 in
Width of renforcing plate (W) = 53 1/4 in
Max diameter of hole in shell = 25 1/4 in
Inside diameter of manhole = 20 in
Diameter bolt circle (DB) = 26 1/4 in
Diameter of cover plate (DC) = 28 ¾
in