F-1

F-0

F-1

F-2

F-3

F-4

F-5

F-6

F-7

F-8

F-9

F-10

F-11

F-12

F-13

F-14

F-15

F-16

F-17

F-18

F-19

F-20

F-21

F-22

F-23

F-24

F-25

F-26

n. Menentukan Ukuran Pipa Pemasukan dan Pengeluaran a) Pipa feed Tabel F.10. Densitas Liquid pada suhu umpan 344,47 K: Feed

Komponen

ρ mix 

Σ

1 wi

ρkg/m3

wi/ρ

153,928 2528,521 1533,507 185,068 532,651

0,0350 0,5745 0,3484 0,0421 0,1210

981,3754 732,8170 974,9133 876,7311 3.565,8368

0,0000 0,0008 0,0004 0,00005 0,00003

0,0038 0,0003 0,0012 0,0004 0,0076

9,2531 1.665,6838 293,3095 94,4837 16,0054

4.401,0235

1,0000

3.565,8368

0,0012

0,0058

2.062,7301

(kg/jam)

C7H6O3 CH3OH C8H8O3 H2O H2SO4 Total

ρi

= 816,3169 kg/m3

x x 

B

µmix

=

µ

wi

B

= 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 ( Di ,optimum ) : 0,53 0,03 -0,37 Di ,optimum = 366 G .μ . ρ

(Coulson 5.13 Vol. 6., 1983)

= 366 1,22250,53 x(4,8479E - 04 )0,03 x( 816,3169 )0,37 = 27,0875 mm = 1,0664 in

(Pa.s)

Wi/µ

Dipilih spesifikasi pipa (Kern, 1965, Tabel 11, hal.844) : Nominal pipe standar (NPS)

= 1,25 in

Schedule number

= 40 (standar)

ID

= 1,380 in

OD

= 1,660 in

A

= 1,5 in2

= 0,0351 m

= 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 Vapor


ρkg/m3

wi/ρ

0,0000 2.515,8782 0,0000 0,9253 0,0000

0,0000 0,9996 0,0000 0,0004 0,0000

4,9794 1,1546 5,4846 0,6495 3,5361

0,0000 0,8657 0,0000 0,0006 0,0000

0,00378 0,00034 0,00119 0,00045 0,00756

0,0000 2.898,1443 0,0000 0,8261 0,0000

2.516,8036

1,0000

12,2681

0,8663

0,0058

2.898,9704

(kg/jam)

Temperatur

= 64,5952 oC (337,7452 K)

Laju alir massa, G

= 2.516,8036 kg/jam = 0,6991 kg/s

Densitas gas campuran (  v )

ρ mix 

Σ

1 wi

µ

Wi

Komponen

(Coulson, 1983, pers.8.2)

ρi

= 1,1543 kg/m3

(Pa.s)

Wi/µ

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 : 0,53 0,03 -0,37 Di ,optimum = 366 G .μ . ρ

(Coulson 5.13 Vol. 6., 1983)

= 366  0,6991 0,53 x3,4495 - 04 0,03 x1,1543 = 226,0285 mm = 8,8988 in


= 10 in

Schedule number

= 40 (standar)

ID

= 10,02 in = 0,2545 m

OD

= 10,75 in

A

=78 in2

0,37

F-28

c) Pipa Cairan Refluks di Puncak Menara Tabel F.12. Densitas dan viskositas cairan refluks di puncak menara. Refluks


ρkg/m3

wi/ρ

0,0000 1.281,7038 0,0000 0,4714 0,0000

0,0000 0,9996 0,0000 0,0004 0,0000

1.386,9750 749,0883 1.139,4548 981,1847 1.833,1849

0,0000 0,0013 0,0000 0,0000 0,0000

0,00378 0,00034 0,00119 0,00045 0,00756

0,0000 2.898,1443 0,0000 0,8261 0,0000

1.282,1752

1,0000

0,001335

0,0058

2.898,9704

(kg/jam)

Temperatur Laju alir massa, G

ρ mix 

Σ

1 wi

= 64,5952oC (337,7452K) = 1282,1752 kg/jam = 0,3562 kg/s

ρi

= 749,1534kg/m3 μmix

µ

Wi

Komponen

= 3,4495E-04 Pa.s = 0,3450 cP


= 366  0,3562 0,53 x3,4495 E - 04 0,03 x749,1534 0,37 = 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

(Pa.s)

Wi/µ

F-29

d) Pipa Cairan Keluar dari Dasar Menara Tabel F.13. Densitas dan Viskositas Cairan Keluar dari Dasar Menara Bottom

ρkg/m3

wi/ρ

153,9278 12,6426 1.533,5069 184,1426 532,6509

0,0817 0,0067 0,8139 0,0977 0,2827

1.306,8371 680,3902 1.081,1990 929,3250 1.822,1368

0,0001 0,0000 0,0008 0,0001 0,0002

0,0004 0,0002 0,0003 0,0002 0,0012

196,0756 27,5860 2.920,5494 437,8171 243,3297

1.884,2200

1,0000

0,000930

0,0012

3.582,0282

(kg/jam)


Temperatur

= 125,4702 oC (398,6202 K)

Laju alir massa, G

= 1.884,22 kg/jam = 0,5234 kg/s

ρ mix 

Σ

1 wi

µ

wi

Komponen

(Pa.s)

ρi

= 1074,9441 kg/m3 μmix

= 2,7917E-04 Pa.s = 0,27917 cP


= 366  0,52340,53 x2,7917E - 04 0,03 x1074,9441 = 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

0,37

Wi/µ

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 C7H6O3 CH3OH C8H8O3 H2O H2SO4 Total

vapor reboiler

ρkg/m3

wi/ρ

435,3762 35,8397 4.337,3747 521,0590 1.509,5923

0,0817 0,0067 0,8138 0,0978 0,2832

4,2190 0,9783 4,6470 0,5503 2,9961

0,0194 0,0069 0,1751 0,1777 0,0945

0,0004 0,0002 0,0003 0,0002 0,0012

196,0668 27,6471 2.920,3756 437,9840 243,8064

5.329,6495

1,0000

0,3790

0,0012

3.582,0735

(kg/jam)

Temperatur

= 125,4702 oC (398,6202 K)

Laju alir massa, G

= 5.329,6495 kg/jam = 1,4805 kg/s

Densitas gas campuran (  v )

ρ mix 

Σ

1 wi

ρi

= 2,6384 kg/m3

μ gas

µ

wi

= 2,7917E-04 Pa.s = 0,27917 cP


= 366  1,4805 0,53 x2,7917E - 04 0,03 x2,6384 0,37 = 236,3832 mm = 9,3064 in

(Pa.s)

Wi/µ

F-31


= 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:

r11 r2 r3

T1

r1 r2 r3

T2 T3

Tu

Gambar F.7. Sistem isolasi menara. Perpindahan panas melalui tiap lapis tahanan dihitung dengan hukum Fourier dan A = 2πrL, diperoleh: Q

2L (T1  Tu ) r ln r2  ln 3  r  1    r2  k1 k2

(Holfman, 1997, pers.2-9)

Jika perpindahan panas disertai konveksi dan radiasi, maka persamaan di atas dapat dituliskan: Q

2L (T1  Tu ) r r ln 2  ln 3  r 1  1    r2   h c  h r  r3 k1 k2

(Holman, 1997, pers.2-12)

Jika diaplikasikan dalam perhitungan perancangan tangki maka diperoleh: Q=

2L (T1  Tu ) r  x is  ln r2  ln 2 r2  1  r1     h c  h r  (r2  x is ) kp k is

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:



q 4 4    sun   low temp .  T  Tsurr  A  sun



(J P Holman, 1979, 6th ed)

Keterangan ; q    A  sun

= Fluks radiasi matahari (W/m2)

αsun

= Absorptivitas material untuk radiasi matahari

αlow. temp

= Absorptivitas material untuk radiasi pada 25oC

F-34

 W   2 4 m K 

σ

= Konstanta Boltzman = 5,669 x 10-8 

Tsurr

= Temperature lingkungan (udara)

Data perhitungan :

c.)

r1

= 20 in (1,67ft)

r2

= 20,2500 in (1,6875 ft)

T1

= 398,6202 K (257,8464 oF)

Tu

= 35oC (308,15 K;

kp

= 25,7305 Btu/hr.ft2 oF

kis

= 0,0530 Btu/hr.ft2 oF

L

= 22,4436 m (73,6336 ft)

95,0000 oF)

Temperatur isolasi permukaan luar : Isolasi yang digunakan akan di lapisi dengan cat (pigmen) berwarna putih. Berdasarkan Tabel 8.3 (Holman,1979), diperolah data : q    A  sun

= 500 W/m2

 surya

= 0,18

 suhu rendah

= 0,8

σ

= 5,669  10-8 

 W   2 4 m K 



W W  4   8 4 4  500 2  0,18  0,8  5,669  10  [T  303,15 ] K 2 m  m K  



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

hr 

 Ti 4  Tu4  T1  T2

 T3 / 1004  Tu / 1004  =  5,676  T3  Tu  

(Geankoplis,pers.4.10-10,1979)

(323,8620 / 100) 4  (308,15 / 100) 4 = (0,55) (5,676) 323,8620  308,15 = 3,9429 W/m2.K = 0,6944 Btu/hr.ft2 oF Keterangan : hr

= Koefisien perpindan panas secara radiasi (W/m2 oK)

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 = 3,1714x10-5

β

N Gr 

1

K

L3ρ 2 gβΔT ( SI ) μ2

= 8,1909 m 1,1201kg / m 3

(Geankoplis, 1993, Pers.4.7-4)

 9,8067 m / s 3,1714.10 0,00002 kg / m.s 

3 2

5



K 1 323,8620  308,15 K o

2

= 9,106 E+09 N Pr 

=

C p . (Geankoplis, Pers.4.7-4.1993)

k

1,0056



kJ / kg.o K 0,00002kg / m.s  0,0274 W / m.o K

= 0,70446

N Ra  N Gr  N Pr

(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 : hc  1,24 . T 1 / 3

= 1,24T3  Tu 

1/ 3

= 1,24323,8620  308,151 / 3

F-37

= 3,1057 W/m2.K = 0,5469 Btu/hr.ft2.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.ft2.oF) (2) (3,14) (r3) (73,6336 ft) (123,2816 – 95)oF = 16.234,1288 r3……………………………………………………..(1) Panas yang keluar lewat dinding : qc 



2L (T1  Tu ) r r ln 2  ln 3  r 1  1    r2   h c  h r  r3 k1 k2

2 26,872 ft  (123,2816  95)o F  ln  2,0208 ft ln  r 3 ft  2 ft  1 2,0208      o o 25,7305 btu / hr. ft . F 0,0530 btu / hr. ft . F 1,2413 btu / hr. ft 2 .o F r3





4.772,6942 r  ln  3  2 , 0208 1  0,0004   1,2413 r3 0,0530



………………………………….(2)

Perpindahan panas konduksi sama dengan perpindahan panas konveksi dan radiasi, sehingga : qr = qc 13783,8236 r3 

4.772,6942 r  ln  3  2 , 0208 1  0,0004   1,2413 r3 0,0530

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 ft2).( 28,2816oF) = 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

=

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 +

40 in = 3,3 ft

OD + 2 sf + 2 icr 3 24

= 40 + 40 + 2(2) + 2 (3,25) 24

3

= 48,5833 in

Beban head

 d 2 t  = 1728 4 =

3,14  48,5833 2 x0,25 490  1728 4

= 164,19 lb

F-40

Up wind fwx atau fsx

Down wind fap

fap

fwx atau fsx

fdx

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

f ap 

Pd 4  t s  c 

f ap 

17,6352  40 4  0,3125  0,125

(Pers. 3.13, Brownell, 1959)

= 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 :

fdx

F-41

Do

= Diameter luar shell

= 3,3854 ft (tanpa isolator)

Di

= Diameter dalam shell

= 3,3 ft

ρs

= densitas shell

= 490 lb/ft3

Wshell 

 4

.( Do2  Di2 ). s . X

Wshell

(Pers. 9.1, Brownell, 1959)(F.60)

= 112,8574 X (lb)

fdead wt shell = 3,4 X X

(Pers. 9.3a, Brownell, 1959)

= 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

Wins 

 2 .Dins . X .tins .ins 12

Wins

= 63,1827X

fdead ins.

=

fdead wt ins.

= 0,75X

 ins . X .tins 144(t s  c)


(lb)

(Pers. 9.4a, Brownell, 1959)

Attachment Wt isolasi

= π.(do2 - di2).L/4 = 3,14 x (3,3842 – 3,3 2) x

26,872 4

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 Total Wt

(App.K, Brownell, 1959)

= 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 .

=

=

Σ Weight of attachment s 12. .D m .(t s  c) 164,19 + 60,9419X 12    3,3854  (0,2500  0,125)

= 6,8647 + 2,5480 X Berat Tray + liquid (Dibawah X = 4 ) dihitung sebagai berikut : X 4  X n  1  1  2  2

fdead wt (liquid + trays)

  .Dm  X     1 x 25 x 4  (liquid  trays ) wt  2    = 12. .Dm .t s  c  12. .Dm. t s  c  X = 2,7778  1 2 

= 1,3889 X - 2,7778 Wt tray = 25 lb per ft

fdx fdx

(pp.157, Brownell and Young, 1959)

= fdead st shell + fdead wt iso. + fdead wt trays + fdead wt attach. = 8,0868 X + 4,0869

F-43

(2) Perhitungan stress karena beban angin Pangin

= 25 lb/ft2

fwx

=

(Tabel 9.1 Brownell, 1959)

15,89 d eff . X 2 d o2 t s  c 


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


= 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 = 2,2016X2 -8,0868 X -12.663,5429

0 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


= 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

1/3.y.p

= 16.666,6667 psi

fc = 14.204,5455 psi

(Tab.3.2, Brownell and Young, 1959)

≤ 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 = 2,2016 X2 +8,0868 X + -15.141,0025

0

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 , =

 Weight of Attachment 12. .Dm .(ts  c)

(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 =

15,89 d eff . X 2 d t s  c  2 o

= 2,2016X2

(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

=fxE = 13600 psi

fallowable 13600

= ft(max) sehingga: = 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 = fdw total

21,8056 psi

= 1.147,4505 psi

+

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: 2

T = 2,65  10

5

1/ 2

 H   wD      D  t 

= 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 =

4 C WX 2 3 H  X  H2


keterangan : Msx = momen bending, lb C

= koefisien seismik

H

= tinggi menara total = 36,8728 ft

W

= berat menara

X

= tinggi total menara – tinggi skirt = 26,8728 ft

Msx =

= 0,05

(Tabel 9.3. Brownell, 1959)

= 312,76 lb

4 C WX 2 3 H  X  H2

Msx = 2.782,3842 lb



Stress karena gempa, fsx fsx =

M sx π r ts  c 2

= 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 Pa 

4B 3(Do / t )

(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

M  Pw .Dis .H .hl

(Megesy, 1983)

Keterangan : Pw

= wind pressure = 25 lb/ft2 (Tabel

Dis

= diameter vessel dengan isolatornya = 3,4531ft

H

= tinggi menara total

= 26,8728 ft

hl

= lever arm = H/2

= 13,4364 ft

9.1 Brownell and Young, 1959)

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) MT  M  h T (V  0.5.Pw .Dis .h T )

V

= total shear

= 2.319,88 lb

hT

= ketinggian skirt

= 10 ft

(Megesy, 1983)

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

F-52

Menentukan tebal skirt t

12  M T W  R  π  S E D  π  S E 2

(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)

(memenuhi)

Butt Weld

tebal skirt

Gambar F.9. Sketsa skirt menara distilasi.

>

0,1875 in

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 T

12M W  AB CB

(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 As = Area di dalam lingkaran bolt = 2.826,000 in2

(Megyesy, 1983)

F-54

CB = Circumference pada lingkaran bolt = 188,4000 in Tension maksimum pada bolt = 132,2372 lb/lin-in Menentukan area bolt B4 

T.CB SB .N

(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

diperlukan bolt area

= 0,1384 in2.

Dipakai bolt area seluas

= 3,0200 in2

(dari tabel B, Megyesy, 1983)

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

2 3 1,5

1 1 1

/4

/4 2,5

1/2

1,75

Gambar F.10. Sketsa anchor bolt chair.

Stress pada anchor bolt SB 

T.CB B4 .N

(Megesy, 1983)

= 687,4581 Jadi stress pada anchor bolt = 687,4581 psi < 15.000 (memenuhi) Berikut ini adalah gambar penyangga menara distilasi.

shell

skirt

chair anchor bolt bearing plate

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 Pc 

12M W  As Cs

(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

Pc 

12 x31.170,8574 312,76  2.826,0000 188,4000

= 134,0204lb/lin-in

Menetukan lebar dari base ring l

Pc fb

(Megesy, 1983)

keterangan : fb = Safe bearing load pada concrete

= 750 psi

F-58

Pc = Kompresi maksimum pada base ring = 134,0204 lb/lin-in l

1.618,3791 750

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

Bolting steel

= SA 193 Grade B7

Tegangan material bolt (fb)

= 20000 psi

Material gasket

= Asbestos composition

Diameter luar shell

= 74,5752

psi

in

F-59

Diameter dalam shell

= 40

in

Ketebalan shell

= 0,3125

in

t

h

Gasket

W hG R

hT

hD

C

go

HG HT

g1

G g1/2

Gambar F.12. Dimensi flange.

Perhitungan lebar gasket

do  di

y  pm y  p(m  1)

= 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)

M = faktor gasket (fig 12.11 B & Y)

= 3700 lb/ in2 = 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

bo 

N 2

= 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

=2bπGmp = 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:

π G2 p H = 4 =

3,14 x 40,1869 2 17,63 4

= 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 =

Wm1 fb

keterangan : fb = tegangan material bolt = 20000 psi Am1

=

22.908,1022 20000

= 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 : =2,0490  5

Ab actual

= 9,2205 in2

Lebar gasket minimum : Nmin

=

=

A b actual f allow 2yπG 9,2205 x 17000 2 x 3700 x 3,14 x 40,0969

= 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


= ½ (9,2205 in2 + 1,1454 in2) 17000 psi = 88.110,1934 lb persamaan untuk mencari hubungan lever arm = ½ (C – G)

hG


(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 h D = 22.149,8112 lb x 2,8172 in = 62.400,1712 lb in

HG dicari menggunakan persamaan 12.98 Brownell & Young. = W – H = Wm1 – H

HG

= 22.908,1022 – 22.357,1022 = 550,7699 lb = ½ (C – G)

hG


= ½ (45,6344– 40,1869) in = 2,7237 in momen dicari dengan persamaan 12.98 Brownell & Young MG

= H G 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 h T = 207,5211 lb x 2,7705 in = 574,9273 lb in

Jumlah momen pada kondisi operasi, MO MO

= MD + M G + M T


= 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 =

Y M max fa B

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

Bolt

t = tebal flange

Gasket

d = diameter

baut

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.

12,25"

42,25"

42,25"

27" 9" 26.25"

1,25" 28,75"

3"

6"

5"

2,0764"

1,25"

20'’ 24,5"

Gambar F.15. Detail desain manhole

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

F-1

Recommend Documents