LAMPIRAN F PERANCANGAN LONG TUBE VERTICAL EVAPORATOR (EVP 301) (TUGAS KHUSUS) Memekatkan larutan dengan menguapkan kandungan

LAMPIRAN F PERANCANGAN LONG TUBE VERTICAL EVAPORATOR (EVP – 301) (TUGAS KHUSUS) Fungsi :

Memekatkan larutan dengan menguapkan kandungan air sebesar 1003,716 kg/jam

Kondisi operasi

: 

TF

= 90 oC = 363 K



Toperasi

= 116 oC = 389 K



Poperasi

= 1,5 atm

Tipe

: Long Tube Vertical Evaporator

Alasan Pemilihan

:



Long tube evaporator harganya murah serta pengoperasian lebih mudah (Visual Encyclopedia of Chemical Engineering Equipment,1999).



Luas perpindahan panasnya besar sehingga dapat menguapkan sejumlah besar air untuk membuat larutan pekat dengan kadar yang diinginkan (Ulrich,1984).



Koefisien Transfer panas cukup besar sehingga baik digunakan untuk perbedaan temperatur yang rendah atau tinggi (Perry,1999)

F-2

A. Perhitungan Neraca Massa Gambar

: V2, T2 14

EV - 301

S, T S1

13

L1, X1 T1 F, XF, TF 12

T S2

Gambar F-1 Aliran pada Evaporator (EVP-301) Data operasi: F

= 13.479,7863 kg/jam

Xf

= 46 %

X1

= 95 %

TF

= 90 oC

TS1 = 140 oC

Keterangan : - Aliran 12 : Aliran larutan C4H2O3 dari MP-02 - Aliran 13 : Aliran larutan C4H2O3 pekat menuju CR – 301 - Aliran 14 : Aliran uap dari EVP - 301

F-3

1. Komposisi Input EVP – 301

C4H2O3

= 2.552,0456 kg/jam

H2O

= 1.003,7164 kg/jam

Total

= 3.555,762 kg/jam

2. Komposisi output EVP – 301

Komposisi keluar Evaporator (Aliran 13) C4H2O3

= 2552,0456 kg/jam

H2O

= 155,8025

Total

= 2.707,4881 kg/jam

kg/jam

Komposisi air yang teruapkan = 3.555,762 – 2.707,4881 = 847,9138 kg/jam Jadi komposisi keluar Evaporator (Aliaran 14) = H2O = 847,9138 kg/jam Tabel F.1. Neraca Massa di Evaporator (EVP – 301)

Komponen

Input

Output

Aliran 12 (kg/jam)

Aliran 14 (kg/jam)

Aliran 13 (kg/jam)

C4H2O3

2552,0456

-

2552,0456

H2O

1.003,7164

847,9138

155,8025

Total

3.555,762

B. Perhitungan Neraca Panas

Temperatur masuk

= 363 K

Temperatur keluar

= 389 K

3.555,762

F-4

Tabel F.2 Konstanta untuk mencari kapasitas panas, Cp, kJ/kmol Komponen C4H2O3 H2O

A

B

C

D

-1,2662E+01

1,0564E+00

-2,3200E-03

0,0000E+00

1,8296E+01

0,4721E+00

-1,3400E+03

0,0000E+00

Sumber: (Yaws, 1999)

1. Panas masuk Tabel F.3. Panas umpan masuk (aliran 12) Komponen C4H2O3 H2O

Massa (kmol/jam)

∫ Cp dT

Q = m ∫ Cp dT (kJ)

64,4197 398,1475

1511,3170 749,9567

97.358,6021 298.593,3828

Total

2.

395.951,9849

Panas keluar

Tabel F.4 Panas produk liquid (Aliran 13) Komponen C4H2O3 H2O Total

3.

Massa (kmol/jam) 64,4197 16,6667

∫ Cp.dT (kJ/kmol) 14.588,9613 6.951,2441

Q2 (kJ/jam ) 939.816,6271 115.854,0570 1.055.670,6841

Panas penguapan, ΔH298

Tabel F.5 Panas penguapan H2O (aliran 14) Komponen H2O

W (kmol/jam ) 381,4808

Hn ( kJ/kmol ) 41.875,2033

Tc

Tr

647,1

0,602

F-5

 1  Tr 2  H pada suhu lain : H 2  H1   1  Tr1 

Komponen H2O Total Q total

0, 38

Hv ( kJ/kmol) 40.885,7531

(Smith,1949. pg. 131)

Hv (Q3), kJ 15.597.131,2270 15.597.131,2270

= 1.055.670,6841 kJ/jam + 15.597.131,2270 kJ/jam = 16.652.801,9111 kJ/jam

4. Kebutuhan steam Persamaan neraca panas pada Evaporator (EV-301) Qmasuk = Qkeluar Q12 + QS = Q13 + Q14 Sehingga untuk menghitung jumlah panas yang harus di-supply atau yang dibutuhkan oleh fluida pemanas adalah: QS = (Q13 + Q14) – Q12 = (1.055.670,6841 + 15.597.131.2270) – (395.951,9849) = 16.256.849,9262 kJ/jam Dengan demikian beban panas Evaporator sebesar 16.256.849,9262 kJ/jam Media pemanas yang digunakan adalah saturated steam dengan suhu 140oC Dengan data sebagai berikut : Entalpi saturated liquid, HL

= 589,13 kJ/kg

Entalpi saturated vapor, Hv

= 2.733,9 kJ/kg

Panas laten, λ

= 2.144,77 kJ/kg

Banyaknya steam yang dibutuhkan : Ms 

Qs



=

16.256.849,9262  7.579,7638 kg/jam 2.144,77

F-6

Panas yang dibawa steam masuk, Qsi : Qsi

= Ms x Hv = 7.579,7638 kg/jam x 2.733,9 kJ/kg = 20.722.316,2528 kJ/jam

Panas yang dibawa steam keluar, Qso : Qso

= Ms x HL = 7.579,7638 kg/jam x 589,13 kJ/kg = 4.465.466,2475 kJ/jam

Tabel F.6 Neraca panas Evaporator (EV-301) Keterangan Q12

Panas Masuk (kJ)

Panas Keluar (kJ)

395.951,9849

Q13

1.055.670,6841

Q14

15.597.131.227

Qsi

20.722.316,2528

Qso Total

4.465.466,2475 21.118.268,2377

C. Perhitungan Dimensi Evaporator 1. Menentukan Dimensi Deflector L = 1059,101 kg/m3 v = 1,460 kg/m3

21.118.268,2377

F-7

Kecepatan uap: Kecepatan uap max 18,04 ft/det = 5,5 m/s (hugot)

u

= 0,035

dimana:

L

(Coulson vol 6, 1983)

V

u = kecepatan uap, m/s ρv = densitas uap, kg/m3 ρL = densitas liquid, kg/m3

1059,101 1,460

u

= 0,035

u

= 0,9427 m/s

u

= 3.393,5863 m/jam

Laju volumetrik uap =

6.866,655 = 4.703,1003 m3/jam 1,460

a. Menentukan Diameter Shell (D)

Diameter shell deflecor dihitung dengan menggunakan persamaan: = 1  π  D2  u 4

Q 4.703,1003

= ¼ x x D2 x 3.393,5863

D2

= 1,7646 m2

D

= 1,3284 m

D

= 4,3582 ft

D

= 52,2979 in

b. Menentukan Volume Shell Diambil H = ID H = 4,3582 ft

F-8

Waktu tinggal cairan selama 5-10 menit (Ulrich,1984) Diambil waktu tinggal = 5 menit Jumlah cairan yang ditampung

= 6.613,1313

1 jam kg x x 5 menit 60 menit jam

= 551,0943 kg Volume cairan yang ditampung di evaporator =

massa cairan ρL

= 0,5203 m3

Tinggi cairan dalam evaporator : πD2.ZL

V =

1

ZL =

0,5203  4  1,7646 2

4

= 0,3755 m = 1,23 ft

c. Menentukan tebal shell ts 

P.ri c f.E  0,6P

(Brownell & Young : 254)

Dimana : ts

= ketebalan dinding shell, in

Pd

= tekanan desain, psi

ri

= jari-jari tangki, in

f

= nilai tegangan material, psi untuk material Stainless steel SA-167 grade 11 tipe 316. = 17.900 psi (Brownell and Young, 1959 untuk T = 300 F)

E

= efisiensi sambungan = 0,8 (jenis sambungan las : double welded butt

F-9

joint) C

= korosi yang diizinkan = 0,25 in

mix

= 1.059 kg/m3 = 66,117 lb/ft3

Poperasi

= 1,5 atm = 22,04 psi

Phidrostatis = ρ x

H ( g / gc) 144

= 66,117 

4,3582 x1 144

= 2,0010 psi Tekanan desain 5-10% diatas tekanan kerja absolut Tekanan desain yang dipilih 10% diatasnya

(Coulson,1988) (Rules of thumb,Walas,1988)

Pdesain = 1,1.( Poperasi + P hidrostatis) Pdesain = 1,1 x (22,04 + 2,001) = 26,445 psi = 1,79 atm Sehingga tebal shell :

52,2979 2 ts   0,25 17.900  0,8  0,6  26,445 26,445 

ts = 0,2983 in standarisasi ts = 3 in 8

d. Menentukan Dimensi Tutup Atas dan Bawah

F-10

Tutup atas dan tutup bawah berbentuk torishpherical. Tebal dan tinggi head dihitung dengan menggunakan persamaan berikut :

th 

0,885.P.rc C 2.f.E  0,2P

(Brownell and Young,1959,hal. 258)

Dimana rc = ID

52,2979 2 th   0,25 2  17900  0,8  0,2  26,445 0,885  26,445 

th = 0,2927 in standarisasi th = 3 in 8



Tinggi Dish Head OD

i c r h B

A

sf

a

ID

r

C

Gambar F-2. Dimensi Thorishperical head

OD = ID + 2.ts = 52,2979 + 2 (0,375) = 53,0479 in

icr

= 3,,25 in

F-11

AB =

=

ID – icr 2 52,297  3,25 = 22,8989 in 2

BC = rc – icr = 52,2979 – 3,25 = 49,0479 in

b

= rc –

(BC) 2  (AB)2

= 52,2979 -

49,04792  22,8989

2

= 8,92 in

sf

= 3 in

( Tabel 5.6 Brownell & Young )

Tinggi dish head = b + sf + th = 8,92 + 3 + 0,375 = 12,2232 in

Tinggi total deflecor evaporator

= tinggi cairan + disengagement space = 1,23 + 5,368 ft = 6,608 ft = 2,014 m = 79,296 in

2. Perancangan Dimensi Heat Exchanger Evaporator

a. Menentukan luas bidang transfer panas (A)

F-12

Untuk pemanasan menggunakan steam, range UD sebesar 100 – 500 Btu/hr.ft2.oF (Kern,1965) Dipilih : UD

= 110 Btu/hr.ft2.oF

Fluida panas (shell) Tin

= 140 oC = 284 oF

Tout

= 140 oC = 284 oF

W

= 7.579,7638 kg/jam = 16.710,500 lb/jam

Fluida dingin (tube) tin

= 90 oC = 194 oF

tout

= 116 oC = 241 oF

w

= 13.479,7863 kg/jam = 29.717,8064 lb/jam

F-13

Menghitung ∆TLMTD ∆TLMTD

=

(T1  t 2 )  (T2  t1 ) (T  t ) Ln 1 2 (T2  t1 )

= 63,78 oF Pemanasan dari suhu umpan ke suhu titik didih 116°C, jumlah panas yang harus di-supply atau yang dibutuhkan oleh fluida dingin adalah 16.256.849,9262 kJ/jam. Q

= 16.256.849,9262 kj/jam = 15.408.460,1123 Btu/jam

Luas perpindahan panas : A

=

Q U D .T

= 3.242,5326 ft2 b. Menentukan dimensi tube : Dari Kern,1965, untuk Long - Tube Vertical Evaporators, umumnya OD tube = 1 - 2 in umumnya panjang tube 12-24 ft. Dipilih: Panjang tube

= 24 ft

OD tube

= 1 in

BWG

= 16

Pitch

= 1 1/4 in. square pitch

Passes

=1

Dari tabel 10, Kern 1965, diperoleh: ID

= 0,87 in (0,0833 ft)

F-14

Wall Thickness

= 0,065 in

Flow area per tube (at’) = 0,594 in2 Surface per lin ft (a”)

= 0,2618 ft2

c. Menghitung jumlah tube (Nt) Nt =

A 3.242,5326 = 516 tubes  L.a' ' 24 x 0,2618

Untuk 1 – 1 exchanger atau hanya 1 lewatan Dari tabel 9 Kern diperoleh: Nt = 522 buah ID shell = 35 in = 2,9167 ft

d. Koreksi koefisien UD: A = 522 x 24 x 0,2618 = 3.279,8304 ft2 .

Q UD  A  ΔT =

16.256.849,9262 3.279,8304  24

= 108,7484 Btu/hr ft2 F

e. Menghitung flow area tube, (as) N a at = t t 144n

'

= 2,1533 ft2

F-15

f. Menghitung mass velocity tube (Gt) Gt =

w at

= 13.801,3918 lb/hr.ft2 g. Menghitung bilangan reynold di tube Ret =

D Gt



Pada tav = 217oF,  = 0,3603 cp = 0,8716 lb/ft.hr

0,725 13.801,3918 12 Ret = 0,8716

= 1.148,0072

h. Kondensasi steam ho = 1.500 btu/hr.ft2.°F

i. Menentukan dimensi shell ID shell

= 35 in

Passes

=1

Baffle space

= 35 in

c’

= (Pt – tube OD) = (1 ¼ – 1) = 0,25

j. Menghitung flow area shell (as) as =

ID  c '  B 144  Pt

= 1,7014 ft2

F-16

k. Menghitung mass velocity shell (Gs) Gs =

W as

= 9.821,6809 lb/hr.ft2

l. Menghitung bilangan reynold di shell Res =

D Gs



Pada tav = 284 oF, μ = 0,0150 cp = 0,0363 lb/ft.jam Dari gambar 28 Kern, 1965, hal 838. De = 0,99 in = 0,0825 ft Res =

0,0825  9.821,6809 = 22.322,0021 0,0363

Dari gambar 24 Kern, 1965, hal 834 diperoleh jH = 93 1

k c  3 ho = jH   t De  k  0,5136  0,1634  0,0363   93    s 0,99  0,5136  ho

1

3

= 128,1469 Btu/hr ft2 oF m. Menghitung temperatur dinding tw = tc 

ho ho  hio

= 217,373 +

(Tc  tc )

t

1500 284  217,373 1500 128.1469

= 278 °F Pada tw = 278°F, μw = 0,0102 cp = 0,0248 lb/ft.hr

F-17

 t      

w

0 ,14



 Θs =  0,0363 0,0248  

0 ,14

= 1,0549

Corrected coefficient, ho =

hio

s

s

= 135,186 btu/hr.ft2.°F

n. Menghitung clean overall coefficients (Uc)

Uc =

=

hio  ho hio  ho 135,186  1500 = 124,009 135,186  1500

o. Menghitung Dirt factor (RD) Rd =

U C U D U CU D

= 0,0011

(Rd yang diperlukan 0,001)

p. Menghitung pressure drop (ΔP) 1). Pressure drop tube (ΔPt)

f  Gt  L  n 1 Pt   2 5,22 1010  D  s  t 2

(Kern,1965)

Diketahui: Specific gravity = 0,006 untuk Ret = 1.148,0072 maka f = 0,0005

(fig.26 Kern, 1965 hal 836)

F-18

1 0,0005  13.801,3918 2  24  1 Pt   2 5,22 1010   0,87   0,006 1 12   = 0,1003 psi

Untuk Gt = 13.801,3918 lb/hr.ft2 dari gambar 27, Kern, 1965 Diperoleh V2/2g = 0,001

Pr 

=

4n v 2  s 2g

4 1  0,001 = 0,6642 psi 0,006

Sehingga: ΔPT

= ΔPt + ΔPr = 0,1003 + 0,6642 = 0,7645 psi

ΔPT memenuhi ∆P max yang diijinkan yaitu 2 psi (Kern,1965)

2). Pressure drop shell (ΔPs) ΔPs

=

fGs 2 Ds ( N  1 ) 5,22 x 1010 x De ss

Diketahui : Pada tc = 284 oF, specific gravity s = 1,3195 untuk Res = 22.322,0021 diperoleh f = 0,0018 no. of crosses, N + 1

= 12 L/B = 8,22 ≈ 9

IDs = 35 /12 = 2,9167 ft

(fig. 29 Kern 1965, hal 839)

F-19

ΔPs

=

0,0018  9.821,6809 2  2,9167  9 5,22 1010  0,0825 1,3195  1,0549

= 0,008 psi ΔPT memenuhi ∆P max untuk yaitu 10 psi (Kern,1988 hal 165)

3. Mekanikal desain shell and tube

a. Desain Tube  Material

: SA-240 ( Stainless steel )

 Susunan

: Square Pitch

 Faktor design

: 20%

Dimensi Tube (Kern,1950)

BWG

: 16

ODt

: 1 in

IDt

: 0,87 in

Surface per line, a”

: 0,2618 ft2/ft

Flow area per tube,at’ : 0,594 in2 Long tube

: 24 ft

Jumlah tube

: 522 tube

Susunan Tube

: Square pitch

Panjang pitch, Pt’

: 1 ¼ in

Clearance, C'

: Pt - ODt : 1 ¼ in - 1 in = 0,25 in

F-20

0,25

1,25

Gambar F.3 Susuan Tube

Luas penampang 1 tube

= 1/ 4    ODt 

2

= ¼ x 3,14 x 12 = 0,785 in2 = 0,0055 ft2

Luas penampang total tube

= Luas tube x jumlah tube = 0,0055 x 522 = 2,871 ft2

Volume 1 tube

= 1/ 4    IDt   L 2

= 1 4  3,14  0,87 2  24in = 14,26 in3

Volume total tube

= 0,00001638 x 14,26 in3 x 522 tube = 0,122 m3

b. Desain Shell  Material

: SA-167 (Stainless steel)

F-21

 f, stress pada 212 F

: 17900 psia

 E, Welded Joint efficiency : 0,8 (Tabel 13.2 Brownell & young)  Diameter, IDs

: 35 in

 c, faktor korosi

: 0,25

 Tebal shell

: 3/8 in

Diameter Luar Shell, ODs ODs

= IDs + 2 (tshell) = 35 in + 2 (3/8) in = 35,75 in = 2,98 ft

Panjang shell (Ls) Diambil

: flanged shell (FL)

= 2 x 2 in = 4 in = 1/3 ft

Panjang shell : Panjang tube + fL : 24 ft + 1/3 ft : 24 1/3 ft = 7,41 m = 291,96 in

Volume total shell

= ¼ x π x IDs2 x L = ¼ x 3,14 x (35)2 x 291,96 = 279.832,875 in3 = 4,58 m3

Volume shell tanpa tube

= Volume total shell – Volume total tube = 4,58 m3 – 0,122 m3 = 4,558 m3

F-22

c. Tube Sheet

Tubesheet berupa pelat berbentuk lingkaran dan berfungsi sebagai pemegang ujung-ujung tube dan pembatas aliran fluida disisi shell dan tube. Pemasangan tube pada Evaporator (EV-301), menggunakan teknik pengelasan (welded)

Gambar. F-4. Tube sheet dengan teknik pengelasan 

Material tube sheet



Maximum allowable stress, f : 10.500,00 psia



Spec. Min Tensile



Perhitungan Tebal Tube Sheet

FG  P  T   2 S

1

: SA-129 C

: 42.000 psia

2

Dimana, T

= Tebal pelat dari tube sheet yang efektif, inch

S

= tegangan tarik yang diijinkan pada suhu perencanaan dari bahan Tube sheet, psia

F

= 1, berdasarkan nilai ts/IDs pada grafik 5.3 APK

G

= Diameter sebelah dalam shell, inch

P

= Tekanan Pada shell, psia

F-23

Maka, 1. Tebal tube sheet:

1  35in T 2

1

 26,445 psi  2   = 0,878 inch  10500,00 psi 

Digunakan tebal standar 1 in = 0,083 ft

2. Luas tube sheet: ATS

= ¼ x  x IDs2 - ¼ x  x ODt2 = ¼ x  x 352 - ¼ x  x 12

ATS

= 960,84 in2 = 6,67 ft2

3. Volume tube sheet: VTS

= ATS x tTS

VTS

= 6,67 ft2 x 0,083 ft = 0,55 ft3

4. Berat tube sheet : WTS = VTS x TS x jumlah tube sheet WTS = 0,55 ft3 x 490 lb/ft3 x 2 = 539 lb = 244,48 kg

F-24

d. Desain Baffle

Tube pada EV-301 disangga dengan menggunakan baffle tipe segmen tunggal, sebab tipe segmen ini adalah tipe baffle yang paling sering digunakan, dipasang tegak lurus terhadap tube. Disamping membelokkan arah aliran, sekat ini juga berfungsi untuk menyangga tube.

Baffle cut = 25 % x IDs sebab pada kondisi ini akan terjadi perpindahan panas yang baik serta penurunan tekanan yang tidak terlalu besar (Tunggul,1992) IDs

= diameter dalam shell = 35 in = 2,9167 ft

Maka baffle cut = 0,25 x 2,9167 ft = 0,7291 ft Luas baffle cut

= 0,25 x luas tube sheet = 0,25 x 6,67 = 1,67 ft2

Baffle space

= IDs = 35 in = 2,9167 ft

Berat Baffle

= jumlah baffle x volume x densitas stainless steel = 9 x (6,67 – 2,871 – 1,67) x 3/8 x 490 lb/ft3 = 3.520,83 lb = 1.597,02 kg

F-25

3/8 in

35,375 in

Gambar F-5. penampang baffle dengan 25 % baffle cut

e. Head Stationer

Head stationer merupakan salah satu bagian ujung dari penukar kalor. Pada bagian ini terdapat saluran masuk fluida yang akan mengalir ke dalam tube. Tipe Stationary Head

: Tipe B, Bonnet ( Standart TEMA )

Alasan Pemilihan : Tipe ini sangat sesuai digunakan pada Heat Exchanger pada kondisi temperatur sedang sampai tinggi karena mudah diisolasi secara efektif. Pembersihan tube hanya dapat dilakukan dengan membuka head.

F-26

Gambar. F-6, Head Stationer Type B, bonnet (standart TEMA)

4. Menghitung isolasi a. Menghitung isolasi Deflector Bahan isolator yang digunakan adalah Magnesia 85%, memiliki konduktivitas termal yang kecil sehingga efektif sebagai isolator. Sifat-sifat fisis: Konduktivitas termal (k) = 0,035 Btu/hr.ft2 oF Emisivitas (ε)

= 0,6

Densitas (ρ)

= 271 kg/m3

(Geankoplis,Tabel.A.3-15,1979) Perpindahan panas yang terjadi adalah perpindahan panas dari dinding tangki ke dinding isolasi secara konduksi, kemudian dari dinding isolasi ke udara secara konveksi dan radiasi. Perpindahan panas konduksi dalam silinder berlapis yang disusun seri seperti gambar berikut ini:

F-27

rr11 r2 r3

T1

r1 r2 r3

T2 T3

Tu

Gambar F.7. Profil isolasi 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

Jika perpindahan panas disertai dengan konveksi dan radiasi, maka persamaan dituliskan:

Q

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

Jika diaplikasikan dalam perhitungan perancangan vessel maka diperoleh: Q

2L (T1  Tu ) r  xis  r ln 2  ln 2 r2  r 1  1   hc  hr  (r2  xis ) kp k is

F-28

Keterangan : xis

= tebal isolasi, ft

r1

= jari – jari dalam tangki, ft

r2

= jari – jari luar tangki = r1 + tebal tangki,ft

r3

= jari – jari luar isolasi = r2 + tebal isolasi, ft

T1

= temperatur permukaan plat tangki bagian dalam , oF

T2

= temperatur permukaan plat tangki bagian luar, oF

Ti

= temperatur luar isolasi , oF

Tu

= temperatur udara, oF

k1

= kp = konduktivitas termal plat, Btu/ jam.ft2 oF

k2

= kis = konduktivitas termal isolasi , Btu/ jam.ft2 oF

hc

= koefisien konveksi, Btu/ jam.ft2 oF

hr

= koefisien radiasi, Btu/ jam.ft2 oF

1. Menghitung temperatur permukaan isolasi luar Temperatur permukaan dinding luar dihitung dengan persamaan berikut:



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



(J P Holman, 9th ed. 2002).

Keterangan: q    A  sun

= fluk radiasi matahari

= 500

W/m²

αsun = absorptivitas material untuk radiasi matahari = 0,18 αlow. temp = absorptivitas untuk radiasi matahari pd 25oC = 0,8 σ = konstanta Boltzman

= 5,7 ×10-08 W/m2K4

F-29

Tsurr = temperatur lingkungan,

=

298

K

T = Temperatur permukaan plat luar (lapis cat putih) Temperatur permukaan plat luar (T3) = 315,2 K = 42,2oC = 107,96oF

2. Perpindahan panas dari dinding isolasi ke udara  Koefisien radiasi dihitung dengan persamaan berikut:

(Ti / 100) 4  (Tu / 100) 4 hr   (5,676) Ti  Tu

(Geankoplis, 1993, hal 279)

Keterangan: Tu = temperatur udara

= 298 K = 77 °F

ε = emisivitas bahan isolator = 0,6 Ti = temperatur isolator

(Tabel 4.1, Kern)

= 315,2 K = 108 F

hr = koef. panas radiasi

hr  (0,6)(5,676)

(315,2 / 100) 4  (298 / 100) 4 315,2  298

hr = 3,9293 W/m².K = 0,692 Btu/hr ft2 °F  Koefisien konveksi dihitung dengan persamaan berikut: Temperatur dinding tangki lebih panas dari temperatur udara luar sehingga panas mengalir dari dinding tangki ke lingkungan. Perpindahan panas dari dinding ke udara secara konveksi bebas dihitung dengan persamaan : Qc

= hc. A. ∆t

F-30

Dari tabel 4.7-2 Geankoplis, 1993, hal 256, untuk konveksi bebas dari udara (1 atm) ke permukaan silinder:



 L

NGrNPr = 103 – 109 ,

hc = 1,37 T

NGrNPr = > 109 ,

hc = 1,24 T 

1

1

4

3

Dimana: hc

= Koefisien konveksi, W/m².K

ΔT

= Perbedaan Tisolator dan Tudara, K

L

= tinggi shell, m = 2,014 m = 6,608 ft

Udara : Tf = ½ (Ti + Tu) = 306,6 K Sifat Udara pada : 306,6 K = 92,48 oF (Geankoplis, 1993, App. A.3-3) νf

= 0,861 m³/kg

ρf

= 1/ νf = 1,1614 kg/m³

Cpf = 1,0048 kJ/kgK

= 0,0725 lb/ft3 = 0,2399 Btu/lb oF

µf

= 1,881 × 10-5 Pa.s

kf

= 0,0263 W/mK

β

= 1/Tf = 0,0108/ oF = 3,2616 × 10-3 /K

= 0,0152 Btu/jam lb oF

Bilangan Grashoff:

Gr 

L3 . f2 . .g.t

f 2

Gr = 1,7132 ×1010

(SI)


F-31

Bilangan Prandl: Cp. Pr  k

(SI)


Pr = 7,1864 × 10-4 NGrNPr = (1,7132 ×1010) × (7,1864 × 10-4) = 1,2312 × 107 Sehingga: hc = 1,24 T 

1

hc = 1,24 17,2

3

1

3

hc = 2,5252466 W/m².K hc + hr

= (3,9293 + 2,5252466) W/m².K = 6,4545 W/m².K



Panas hilang dari dinding isolasi ke udara: Q1

= (hc + hf) 2 π r3 L (Ti – Tu) = 6,4545 × 2 × 3,14 × r3 × 2,014 × (315,2 – 298) = 1.404,1423 r3 (J/s)



Panas yang keluar lewat dinding:

Q2 


Data perhitungan: r1

= 52,2979 in = 1,3283 m

r2

= 52,6729 in = 1,3378 m

T1

= 116oC

= 389 K

F-32

Tu

= 25oC = 298 K

k1

= kp = 21 Btu/ jam.ft oF

= 36,345 W/m K

k2

= 0,035 Btu/hr.ft oF

= 0,0606 W/m K

Panas yang keluar lewat dinding harus sama dengan panas yang hilang dari dinding isolasi ke udara (Q1 = Q2 ), sehingga:

1.404,1423 r3 =

2  3,14  2,014  389  298   ln  r3 ln 1,3378  1,3378 1,3283 1       6,4545  r3  36,345 0,0606

Dari iterasi diperoleh r3 = 1,3775 m 

Tebal isolasi (xis)

= r3 – r2 = (1,3775 – 1,3378) m = 0,03968 m = 0,1301 ft

Ketebalan isolator harus di cek terhadap ketebalan kritik isolator. Nilainya lebih kecil atau lebih besar. Hal ini disebabkan pada sistem silinder, luas area perpindahan panas semakin meningkat seiring dengan meningkatnya ketebalan isolator atau jari-jari isolator. Berikut ini adalah langkah-langkah perhitungan ketebalan kritik. Diketahui : Konduktivitas panas isolator

(k2)

= 0,0606 W/m K

Koefisien perpindahan panas konveksi ke udara (hc) = 3,2008 W/m².K

F-33

rc 

k2 0,0606W / m K   0,0239976m hc 2,5252 W / m2 K

(Kern, 1950, hal.20)

Diketahui nilai r1 sebesar 1,3283 m. Nilai r1 lebih besar daripada ketebalan kritik. Oleh karena itu, panggunaan isolator tidak menyebabkan panas yang keluar bertambah besar.  Panas hilang dari permukaan isolasi ke udara: Qloss

= Q1

= 1.404,1423 r3 = 1.404,1423 × 1,3775 = 1.934,3134 J/s = 6.963,5283 kJ/hr

b. Menghitung isolasi Sheel and Tube

Bahan isolator yang digunakan adalah Magnesia 85%, memiliki Perpindahan panas konduksi dalam silinder berlapis yang disusun seri seperti ditunjukkan gambar F.7.

1. Menghitung temperatur permukaan isolasi luar Temperatur permukaan dinding luar dihitung dengan persamaan berikut:



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



(J P Holman, 9th ed. 2002).

Keterangan: q    A  sun

= fluk radiasi matahari

=500

αsun = absorptivitas material untuk radiasi matahari = 0,18

W/m²

F-34

αlow. temp = absorptivitas untuk radiasi matahari pd 25oC = 0,8 = 5,7 ×10-08 W/m2K4

σ = konstanta Boltzman Tsurr = temperatur lingkungan,

=

298

K

T = Temperatur permukaan plat luar (lapis cat putih) Temperatur permukaan plat luar (T3) = 315,2 K = 42,2oC = 107,96oF

2. Perpindahan panas dari dinding isolasi ke udara  Koefisien radiasi dihitung dengan persamaan berikut:

hr   (5,676)

(Ti / 100) 4  (Tu / 100) 4 Ti  Tu


Keterangan: Tu = temperatur udara

= 298 K = 77 °F

ε = emisivitas bahan isolator = 0,6 Ti = temperatur isolator

(Tabel 4.1, Kern)

= 315,2 K = 108 F

hr = koef. panas radiasi

hr  (0,6)(5,676)

(315,2 / 100) 4  (298 / 100) 4 315,2  298

hr = 3,9293 W/m².K = 0,692 Btu/hr ft2 °F

 Koefisien konveksi dihitung dengan persamaan berikut: Temperatur dinding tangki lebih panas dari temperatur udara luar sehingga panas mengalir dari dinding tangki ke lingkungan. Perpindahan panas dari dinding ke udara secara konveksi bebas dihitung dengan persamaan :

F-35

Qc

= hc. A. ∆t

Dari tabel 4.7-2 Geankoplis, 1993, hal 256, untuk konveksi bebas dari udara (1 atm) ke permukaan silinder:



 L

NGrNPr = 103 – 109 ,

hc = 1,37 T

NGrNPr = > 109 ,

hc = 1,24 T 

1

1

4

3

Dimana: hc

= Koefisien konveksi, W/m².K

ΔT

= Perbedaan Tisolator dan Tudara, K

L

= tinggi shell, m = 24 ft = 7,3152 m

Udara : Tf = ½ (Ti + Tu) = 306,6 K Sifat Udara pada : 306,6 K = 92,48 oF (Geankoplis, 1993, App. A.3-3) νf

= 0,861 m³/kg

ρf

= 1/ νf = 1,1614 kg/m³

Cpf = 1,0048 kJ/kgK

= 0,0725 lb/ft3 = 0,2399 Btu/lb oF

µf

= 1,881 × 10-5 Pa.s

kf

= 0,0263 W/mK

β

= 1/Tf = 0,0108/ oF = 3,2616 × 10-3 /K

= 0,0152 Btu/jam lb oF

Bilangan Grashoff:

Gr 

L3 . f2 . .g.t

f 2

(SI)


F-36

Gr = 8,2095 ×1011 Bilangan Prandl: Cp. Pr  k

(SI)


Pr = 7,1864 × 10-4 = (28,2095 ×1011) × (7,1864 × 10-4)

NGrNPr

= 5,8997 × 108

Sehingga:



hc = 1,37 T

 L

1

4

hc = 1,2605 W/m².K hc + hr

= (3,9293 + 1,2605) W/m².K = 5,1897 W/m².K



Panas hilang dari dinding isolasi ke udara: Q1

= (hc + hf) 2 π r3 L (Ti – Tu) = 5,1897 × 2 × 3,14 × r3 × 7,3152 × (315,2 – 298) = 4.100,7560 r3 (J/s)



Panas yang keluar lewat dinding:

Q2 


Data perhitungan: r1

= 35 in = 0,8890 m

r2

= 35,375 in = 0,8985 m

F-37

T1

= 236oC = 509 K

Tu

= 25oC = 298 K

k1

= kp = 21 Btu/ jam.ft oF

= 36,345 W/m K

k2

= 0,035 Btu/hr.ft oF

= 0,0606 W/m K

Panas yang keluar lewat dinding harus sama dengan panas yang hilang dari dinding isolasi ke udara (Q1 = Q2 ), sehingga:

4.100,7560 r3 =

2  3,14  7,3152  509  298   ln  r3 ln  0,8985  0,8985 0,8890 1       5,1897  r3  36,345 0,0606

Dari iterasi diperoleh r3 = 1,0219 m



Tebal isolasi (xis)

= r3 – r2 = (1,0219 – 0,8985) m = 0,1234 m = 0,4048 ft

Ketebalan isolator harus di cek terhadap ketebalan kritik isolator. Nilainya lebih kecil atau lebih besar. Hal ini disebabkan pada sistem silinder, luas area perpindahan panas semakin meningkat seiring dengan meningkatnya ketebalan isolator atau jari-jari isolator. Berikut ini adalah langkah-langkah perhitungan ketebalan kritik. Diketahui : Konduktivitas panas isolator (k2)

= 0,0606 W/m K

F-38

Koefisien perpindahan panas konveksi ke udara (hc) = 3,2008 W/m².K

rc 

k 2 0,0606W / m K   0,0434m hc 1,499W / m 2 K

(Kern, 1950, hal.20)

Diketahui nilai r1 sebesar 0,8890 m. Nilai r1 lebih besar daripada ketebalan kritik. Oleh karena itu, panggunaan isolator tidak menyebabkan panas yang keluar bertambah besar.  Panas hilang dari permukaan isolasi ke udara: Qloss

= Q1

= 4.100,7560 r3 = 4.100,7560 × 1,0219 = 4.190,6485 J/s = 15.086,3348 kJ/hr

5. Perhitungan Flange a. Sambungan Head dengan Shell Deflector Sambungan antara tutup bagian atas bejana dengan bagian shell bejana menggunakan sistem flange dan baut, sedangkan tutup bagian bawah adalah dengan pengelasan. Bahan konstruksi yang dipilih berdasarkan pada kondisi operasi. Data perancangan: Tekanan desain

= 26,445 psi

Temperatur desain

= 116 oC

Material flange

= SA-285, grade C

(B & Y, 1959, Tabel 13.1)

F-39

Bolting steel

= SA-193, grade B7 (B & Y, 1959, Tabel 13.1)

Material gasket

= Solid flat metal: Stainless steels

Diameter luar shell

= 1,34 m = 53,0479 in

Ketebalan shell

= 0,375 in

Diameter dalam shell

= 1,32 m = 52,2979 in

Tegangan dari material flange = 13750 psi Tegangan dari bolting material = 20000 psi Tipe flange

= optional loose type

(Fig.12.24,8.a, Brownell and Young, 1959)

t

h

Gasket

W hG R

hT

hD

C

go

HG HT

g1

G g1/2

Gambar F-8 Tipe flange dan dimensinya.

1. Perhitungan Lebar Gasket Untuk menghitung lebar gasket persamaan yang digunakan:

do di



y  pm y  p(m  1)

(Brownell and Young, 1959, pers. 12.2, hal.226)

F-40

Keterangan: p = tekanan desain (psi) do = diameter luar gasket (in) di = diameter dalam gasket (in) y = yield stress, lb/in2 (Fig. 12.11) m = faktor gasket (fig. 12.11)

Dari fig 12.11 Brownell and Young, diperoleh : y = 26000 m = 6,50

Sehingga

do  di

26000  (26,445 )(6,50) = 1,000512 26000  26,45 6,50  1

Asumsi bahwa diameter dalam gasket (di) sama dengan diameter dalam shell, yaitu 52,2979 in, sehingga: do = 1,000512× 52,2979 in = 52,3247 in



Lebar gasket minimum (N)

 d  di  N = o   2   52,3247  52,2979  =  2  

F-41

= 0,0134 in Digunakan gasket dengan tebal 3/16 in. 

Diameter gasket rata-rata (G) : G

= di + lebar gasket = 52,2979 + 3/16 = 52,485 in

2. Perhitungan Beban

Dari Fig 12.12, Brownell and Young, kolom 1, tipe 1.a, didapat :

N bo = = 2

3 16 = 0,09375 in 2

bo ≤ 3/16 in, sehingga b = bo = 0,09375 in



Beban terhadap seal gasket Wm2

= Hy =  × b × G × y

Wm2

= 3,14 × 0,09375 x 52,485 × 26000 = 401.710,13 lb

Keterangan : Hy

= Berat beban bolt maksimum (lb)

b

= Effective gasket (in)

G

= Diameter gasket rata-rata (in)

F-42



Beban untuk menjaga joint tight saat operasi (B & Y,1959, pers. 12.90) : Hp

=2bπGmp = 2 × 0,09375 × 3,14 × 52,485 × 6,50 × 26,445 = 5.311,612 lb

Keterangan :



Hp

= Beban join tight (lb)

m

= Faktor gasket (fig.12.11)

b


G


p

= Tekanan operasi (psi)

Beban dari tekanan internal (B & Y, 1959, pers. 12.89) :

H

=

π G2 p 4

=

3,14  52,485 2  26,445 4

= 57.186,07 lb 

Beban operasi total (B & Y, 1959, pers. 12.91) : Wm1

= H + Hp = 57.186,07 lb + 5.311,612 lb = 62.497,68 lb

F-43

3. Baut Berdasarkan perhitungan diatas, diperoleh Wm2 lebih besar daripada Wm1, sehingga, beban pengontrol berada pada Wm2 = 401.710,13 lb. Luas minimum baut dapat dihitung dengan persamaan: Am2 =

=

Wm2 fa 401.710,13 20000

= 20,085 in2 Penentuan ukuran baut diambil dari Brownell and young, 1956, hal.188, Tabel 10-4. Dengan ukuran baut = 1,5 in diperoleh data sebagai berikut :



Root area

= 1,294 in2

Bolt spacing standard (BS)

= 3,25 in

Minimal radian distance (R)

= 2 in

Edge distance (E)

= 1,5 in

Jumlah baut minimum:

=

Am 2 root area

=

20,085 in 2 1,294 in 2

= 15,52 buah

F-44

Digunakan jumlah baut sebanyak 16 buah. Dimensi baut digambarkan pada Gambar F.4 berikut.

E d R

r

Gambar F-9 Detail ukuran baut 4. Diameter Flange 

Bolt circle diameter (BC) = ID + 2 (1,145 go+ R) = 52,2979 in + 2 [(1,145 ×3,25 in) + 2 in] = 61,7404 in



Perhitungan diameter flange luar : Flange OD (A) = bolt cirlce diameter + 2 E = 61,7404 in + 2 (1,5) in = 64,7404 in

5. Koreksi lebar gasket 1 

Ab actual = jumlah baut × root area = 16 × 1,294 in2 = 20,704 in2



Lebar gasket minimun :

F-45

Nmin

A b actual f allaw

=

=

2yπG

20,704 in 2  20000 psi 2  26000  3,14  52,485 in

= 0,04832 in 6. Perhitungan Moment a. Untuk kondisi tanpa tekanan dalam 

Beban desain diberikan dengan pers. 12.94, B & Y,1959 : W

= ½ (Ab + Am2) fa = ½ (20,704 in2 + 20,0855 in2) (20000 psi) = 407.895,0651 lb

Keterangan : W = Berat beban (lb) Am2= Luas baut minimum (in2) Ab = Luas aktual baut (in2) fa = Allowable stress (psi) 

Hubungan lever arm diberikan dengan pers. (12.101), B & Y, 1959:

hG = ½ (BC – G) = ½ (61,7404 in – 52,485 in) = 4,628 in Keterangan : hG

= Tahanan radial circle bolt (in)

BC

= Bolt circle diameter (in)

F-46

G 


Flange moment dihitung sebagai berikut (B & Y, 1959, Tabel 12.4) :

Ma = W × hG = 407.895,0651 lb × 4,628 in = 1.887.534,414 lb-in

b. Untuk kondisi beroperasi, W = Wm1 (B & Y, 1959, pers. 12.95) 

W



HD

= 62.497,682 lb

= 0,785 B2 p

(B & Y, 1959, pers. 12.96)

= 0,785 (52,2979 in)2 (26,445 psi) = 56.778,2141 lb Keterangan :



HD

= Hydrostatic and force pada area dalam flange (lb)

B

= Diameter dalam flange / OD shell (in)

p


The lever arm dihitung dengan pers. 12.100 (B & Y, 1959) : hD

= ½ (BC – B) = ½ (61,7404 in – 52,2979 in) = 4,7212 in



The moment, MD (dari pers. 12.96); MD = HD × hD = 56.778,2141 lb × 4,7212 in = 268.064,1437 lb-in

F-47



HG dari pers. 12.98 (B & Y, 1959) : HG

= Wm1 – H = 62.497,6821 lb – 57.186,0699 lb = 5.311,6122 lb



Moment, pers. 12.98 (B & Y, 1959) : MG

= HG × hG = 5.311,6122 lb × 4,628 in = 24.579,4854 lb-in



HT dihitung dengan pers. 12.97 (B & Y, 1959) : HT

= H – HD = 57.186,0699 lb – 56.778,2141 lb = 407,8557 lb



Hubungan lever arm pers. 12.102 is: hT

= ½ (hD + hG ) = ½ (4,7212 in + 4,628 in) = 4,6743 in



Flange moments diberikan oleh pers. 12.97 (B & Y, 1959) : MT

= H T × hT = 407,8557 lb × 4,6743 in = 1.906,4706 lb-in

F-48



Jumlah moment untuk kondisi beropersi, Mo dihitung berdasarkan pers.

12.99 (B & Y, 1959): Mo

= MD + M G + M T = 268.064,1437 lb-in + 24.579,4854 lb-in + 1.906,4706 lb-in = 294.550,0998 lb-in

Karena Ma > Mo, sehingga moment kondisi tanpa tekanan dalam (Ma) yang berfungsi sebagai pengontrol sebesar 1.887.534,414 lb-in 7. Perhitungan tebal flange (B & Y, 1959, pers. 12.85) Untuk menghitung tebal flange dapat digunakan persamaan sebagai berikut: Y M max fa B

t =

K=

A B

Dimana: A = flange OD B = shell OD

K =

64,7404 in = 1,24 52,2979 in

Untuk K = 1,24 maka diperoleh Y = 9 (Brownell and Young,1959, fig. 12.22, hal. 238), sehingga : t =

9  1.887.534,414 lb  in = 4,03 in 20000 psia  52,2979 in

Ketebalan flange yang digunakan 4 in.

F-49

Bolt

t = tebal flange

Gasket

d = diameter baut

Gambar F-10 Detail untuk flange dan bolt pada head evaporator

a. Sambungan Head Stationer dengan Shell Deflector Sambungan antara bagian head stationer dengan shell penukar panas menggunakan sistem flange dan baut. Bahan konstruksi yang dipilih berdasarkan pada kondisi operasi. Data perancangan: Tekanan desain

= 26,445 psi

Temperatur desain

= 116 oC

Material flange

= SA-285, grade C

Bolting steel

= SA-193, grade B7 (B & Y, 1959, Tabel 13.1)

Material gasket

= Solid flat metal: Stainless steels

Diameter dalam shell

= 0,889 m = 35 in

Ketebalan shell

= 0,375 in

Diameter luar shell

= 0,908 m = 35,75 in

(B & Y, 1959, Tabel 13.1)

F-50

Tegangan dari material flange

= 13750 psi

Tegangan dari bolting material

= 20000 psi

Tipe flange

= optional loose type (Fig.12.24,8.a, Brownell and Young, 1959)

1. Perhitungan Lebar Gasket Untuk menghitung lebar gasket persamaan yang digunakan:

do di



y  pm y  p(m  1)

(Brownell and Young, 1959, pers. 12.2, hal.226)

Keterangan: p = tekanan desain (psi) do = diameter luar gasket (in) di = diameter dalam gasket (in) y = yield stress, lb/in2 (Fig. 12.11) m = faktor gasket (fig. 12.11)

Dari fig 12.11 Brownell and Young, diperoleh : y = 26000 m = 6,50 Sehingga

do  di

26000  (26,445 )(6,50) = 1,0005123 26000  26,445 6,50  1

Asumsi bahwa diameter dalam gasket (di) sama dengan diameter luar shell, yaitu 35,75 in, sehingga:

F-51

do = 1,0005123 × 35,75 in = 35,7683 in 2.

Lebar gasket minimum (N)

 d  di  N = o   2   35,7683  35,75  =  2  

= 0,0091 in Digunakan gasket dengan tebal 3/16 in. 3.

Diameter gasket rata-rata (G) : G

= di + lebar gasket = 35,75 + 3/16 = 35,1875 in

2. Perhitungan Beban Dari Fig 12.12, Brownell and Young, kolom 1, tipe 1.a, didapat :

N bo = = 2

3 16 = 0,09375 in 2

bo ≤ 3/16 in, sehingga b = bo = 0,09375 in



Beban terhadap seal gasket

Wm2

= Hy =  × b × G × y

Wm2

= 3,14 × 0,09375 × 35,1875 × 26000 = 269.316,3281 lb

Keterangan : Hy

= Berat beban bolt maksimum (lb)

F-52



b


G


Beban untuk menjaga joint tight saat operasi (B & Y,1959, pers. 12.90) :

Hp = 2 b π G m p = 2 × 0,09375 × 3,14 × 35,1875 × 6,50 × 29,36 = 3.561,0351 lb Keterangan :



Hp

= Beban join tight (lb)

m

= Faktor gasket (fig.12.11)

b


G


p


Beban dari tekanan internal (B & Y, 1959, pers. 12.89) :

H =

=

π G2 p 4

3,14  35,1875 2  26,445 4

= 25.703,3691 lb 

Beban operasi total (B & Y, 1959, pers. 12.91) :

Wm1

= H + Hp = 25.703,3691 lb + 3.561,0351 lb = 29.264,4042 lb

F-53

3. Baut Berdasarkan perhitungan diatas, diperoleh Wm2 lebih besar daripada Wm1, sehingga, beban pengontrol berada pada Wm2 = 269.316,3281 lb. Luas minimum baut dapat dihitung dengan persamaan: Am2 =

=

Wm2 fa 269.316,3281 20000

= 13,4658 in2 Penentuan ukuran baut diambil dari Brownell and young, 1956, hal.186, Tabel 10-4. Dengan ukuran baut = 1,5 in diperoleh data sebagai berikut :



Root area

= 1,294 in2

Bolt spacing standard (BS)

= 3,25 in

Minimal radian distance (R)

= 2 in

Edge distance (E)

= 1,5 in

Jumlah baut minimum:

=

Am 2 root area

=

13,4658 in 2 1,294 in 2

= 10,406 buah Digunakan jumlah baut sebanyak 12 buah.

F-54

4. Diameter Flange 

Bolt circle diameter (BC) = ID + 2 (1,145 go+ R) = 35 in + 2 [(1,145 ×3,25 in) + 2 in] = 44,4425 in



Perhitungan diameter flange luar : Flange OD (A) = bolt cirlce diameter + 2 E = 44,4425 in + 2 (1,5) in = 47,4425 in

5. Koreksi lebar gasket 1 

Ab actual = jumlah baut × root area = 12 × 1,294 in2 = 15,5280 in2



Lebar gasket minimun :

Nmin

=

=

A b actual f allaw 2yπG

15,5280 in 2  20000 psi 2  26000  3,14  35 1/5 in

= 0,0541 in 6. Perhitungan Moment a. Untuk kondisi tanpa tekanan dalam 

Beban desain diberikan dengan pers. 12.94, B & Y,1959 :

F-55

W

= ½ (Ab + Am2) fa = ½ (15,528 in2 + 13,4658 in2) (20000 psi) = 289.938,1641 lb

Keterangan : W = Berat beban (lb) Am2= Luas baut minimum (in2) Ab = Luas aktual baut (in2) fa = Allowable stress (psi) 

Hubungan lever arm diberikan dengan pers. (12.101), B & Y, 1959:

hG = ½ (BC – G) = ½ (44,4425 in – 35 1/5 in) = 4,628 in Keterangan :



hG

= Tahanan radial circle bolt (in)

BC

= Bolt circle diameter (in)

G


Flange moment dihitung sebagai berikut (B & Y, 1959, Tabel 12.4) :

Ma = W × hG = 289.938,1641 lb × 4,628 in = 1.341.688,8542 lb-in b. Untuk kondisi beroperasi, W = Wm1 (B & Y, 1959, pers. 12.95) 

W

= 29.264,4042 lb

F-56



HD

= 0,785 B2 p

(B & Y, 1959, pers. 12.96)

= 0,785 (35 in)2 (26,445 psi) = 25.430,173 lb Keterangan :



HD

= Hydrostatic and force pada area dalam flange (lb)

B

= Diameter dalam flange / OD shell (in)

p


The lever arm dihitung dengan pers. 12.100 (B & Y, 1959) : hD

= ½ (BC – B) = ½ (44,4425 in – 35 in) = 4,7213 in



The moment, MD (dari pers. 12.96); MD

= HD × hD = 25.430,173 lb × 4,7213 in = 120.062,205 lb-in



HG dari pers. 12.98 (B & Y, 1959) : HG

= Wm1 – H = 29.264,4042 lb – 25.703,3691 lb = 3.561,0351 lb



Moment, pers. 12.98 (B & Y, 1959) : MG

= HG × hG = 3.561,0351 lb × 4,628 in

F-57

= 16.478,6902 lb-in 

HT dihitung dengan pers. 12.97 (B & Y, 1959) : HT

= H – HD = 25.703,3691 lb – 25.430,173 = 273,1960 lb



Hubungan lever arm pers. 12.102 is: hT

= ½ (hD + hG ) = ½ (4,7213 in + 4,628 in) = 4,6743 in



Flange moments diberikan oleh pers. 12.97 (B & Y, 1959) : MT

= H T × hT = 273,1960 lb × 4,6743 in = 1.277,0203 lb-in



Jumlah moment untuk kondisi beropersi, Mo dihitung berdasarkan pers. 12.99 (B & Y, 1959): Mo

= MD + M G + M T = 120.062,205 lb-in + 16.478,6902 lb-in + 1.277,0203 lb-in = 137.817,9154 lb-in

Karena Ma > Mo, sehingga moment kondisi tanpa tekanan dalam (Ma) yang berfungsi sebagai pengontrol sebesar 1.341.688,854 lb-in 7. Perhitungan tebal flange (B & Y, 1959, pers. 12.85) Untuk menghitung tebal flange dapat digunakan persamaan sebagai berikut:

F-58

Y M max fa B

t =

K=

A B

Dimana: A = flange OD B = shell OD

K =

47,44 in = 1,355 35 in

Untuk K = 1,355 maka diperoleh Y = 7 (Brownell and Young,1959, fig. 12.22, hal. 238), sehingga : t =

7  1.341.688,8542 lb  in = 3,66 in 20000 psia  35 in

Ketebalan flange yang digunakan 4 in.

5. Desain Perpipaan dan Nozzle a. Umpan Larutan Maleat Anhidrat Data dari neraca massa : Laju alir massa , G = 13.479,7863 kg/jam = 3,7443 kg/s mix

= 1075 kg/m3

Bahan pipa yang digunakan Diameter otimum ( Di ,optimum ) :

= Stainless steel

F-59

Di ,optimum = 226 G0.5ρ-0.35

(Coulson Vol. 6, 1983,pers. 5.15 hal.161)

= 226  3,7443 kg / s 

0, 5

1075kg / m 

3 0, 35

= 38,002 mm = 1,49 in

Digunakan pipa standart Kern, Tabel 11, 1965 NPS

= 2 in

Schedule Number

= 40

OD

= 2,375 in

ID

= 2,067 in

Flow area

= 3,356 in2

Berat

= 3,653 lb/ft

Spesifikasi nozzle standar dari Brownell and Young, 1959, App. F item 1: Size

= 2 in

OD of pipe

= 2,375 in

Nozzle wall thickness (n)

= 0,218

Diameter hole on in reinforcing plate (DR)

= 2,5 in

Distance shell to flange face, outside (J)

=6

Distance shell to flange face, inside (K)

=6

Distance from Bottom of tank to center of nozzle : - Regular, Type H

= 7 in

- Low, Type G

= 3,5 in

b. Steam Masuk shell Laju alir massa , G = 7.579,7638 kg/jam

F-60

= 2,105 kg/s Densitas, ρ

= 0,685 kg/m3

Bahan pipa yang digunakan = Stainless steel Diameter otimum ( Di ,optimum ) : Di ,optimum = 226 G0.5ρ-0.35


= 226  2,105 kg / s 

0, 5

0,685 kg / m 

3 0, 35

= 374,319 mm = 14,737 in


= 16 in

Schedule Number = 40 OD

= 16 in

ID

= 15 in

Flow area

= 176 in2

Berat

= 82,8 lb/ft


= 16 in

OD of pipe

= 16 in


= 0,5


= 16,125 in


= 10


=8

F-61


= 20 in

- Low, Type G

= 17,5 in

c. Produk Cairan Laju alir massa , G

= 6.613,1313 kg/jam = 1,8369 kg/s

Densitas campuran, ρmix

= 247,13 kg/m3

Bahan pipa yang digunakan

= Stainless steel

Diameter optimum ( Di ,optimum ) : Di ,optimum = 226 G0.5ρ-0.35


= 226  1,8369 kg / s 

0, 5

247,13 kg / m 

3 0, 35

= 44,5274 mm = 1,753 in


= 2 in

Schedule Number

= 40

OD

= 2,375 in

ID

= 2,067 in

Flow area

= 3,35 in2

Berat

= 3,653 lb/ft


= 2 in

OD of pipe

= 2,375 in

F-62


= 0.218 in


= 2 ½ in


= 6 in


= 6 in

Length of side of reinforcing plate, L

= 10

Width of reinforcing plate, W

= 12,625


= 7 in

- Low, Type G

= 3 ½ in

d. Produk uap Laju alir massa

= 6.866,6550 kg/jam = 1,9074 kg/s = 0,8455 kg/m3

Densitas

Bahan pipa yang digunakan = Stainless steel Diameter otimum ( Di ,optimum ) : Dopt

= 226 × (1,9074 kg/s)0,5 × (0,8455 kg/m3)-0,35 = 330,9741 mm = 13,0304 in


= 14 in

Schedule Number

= 40

OD

= 14 in

ID

= 13,125 in

F-63

Flow area

= 135,3 in2

Berat

= 63,4 lb/ft


= 14 in

OD of pipe

= 14 in


= 0,5 in


= 14,125 in


= 10 in


= 8 in


= 31


= 38 in


= 18 in

- Low, Type G

= 15,5 in

5. Air panas dari shell Laju alir massa

= 7.579,7638 kg/jam = 2,105 kg/s

Densitas

= 915 kg/m3

Bahan pipa yang digunakan = Carbon steel Diameter otimum ( Di ,optimum ) : Dopt

= 226 × (2,105 kg/s)0,5 × (915 kg/m3)-0,35 = 32,3902 mm = 1,2752 in

F-64


= 2 in

Schedule Number

= 40

OD

= 2,375 in

ID

= 2,067 in

Flow area

= 3,356 in2

Berat

= 3,653 lb/ft


=2

OD of pipe

= 2,375 in

Flange Nozzle thickness (n)

= 0,218

Diameter of hole in reinforcing plate (DR)

= 2,5 in


= 10


=6


=6


= 12,625


= 7 in

- Low, Type G

= 3,5 in

F-65

DR Dp

A R

J

Q OD n

t

Gambar F-11. Dimensi nozzle

6. Menghitung berat total evaporator Bahan yang digunakan stainless steel (austenitic) AISI 316.

 steel

= 490 lb/ft3

(Brownell and Young,1959.hal 156)

a. Berat Shell Deflector Data perhitungan : Diameter dalam shell (ID)

= 1,3283 m

Ketebalan shell (ts)

= 0,375 in

Diameter luar shell (OD)

= 1,3474 m

Tinggi shell (H)

= 4,3581 ft

Volume shell

= ¼ π × Hs × (OD2 – ID2) =

3,14 4

= 4,3581 ft

= 4,4206 ft

× 4,3581 ft × 0,5486 ft2

= 1,8770 ft3

F-66

= Volume shell ×  steel

Berat shell

= 1,8770 ft3 × 490 lb/ft3 = 919,7571 lb = 418,0714 kg b. Berat Dish Head Data perhitungan : Diameter luar head, (OD)

= 53,0479 in

Ketebalan head (th)

= 0,375 in

Panjang straight flange

= 3 in

Inside corner radius

= 3,25 in

Untuk th< 1 in (td = ¼ in) perkiraan blank diameter (bd) adalah : bd

= OD +

OD + 2.Sf + 2/3.icr (Brownell and Young. Eq.5- 12,p.88) 42

= 62,4776 in = 5,2064 ft

Volume dish head

= ¼ π (bd)2 × th = ¼ π (5,2064)2 (0,03125) = 0,6649 ft3

Berat head atas

= Volume head ×  steel = 0,6649 ft3 × 490 lb/ft3 = 325,8382 lb = 147,79 kg

Volume head bawah = (¼  (bd)2 - ¼  (ODShell HE)2 ) x th = (¼  (5,2064)2 - ¼  (2,9791)2 ) x 0,03125

F-67

= 0,4472 ft3

Berat head bawah

= Volume head ×  steel = 0,4472 ft3 x 490 lb/ft3 = 219,158 lb

Berat total head

= berat head atas + berat head bawah = 325,8382 lb + 219,158 lb = 544,995 lb = 247,2059 kg

c. Berat shell Heat Exchanger

Data perhitungan : Diameter dalam shell (ID)

= 2,916 ft

Ketebalan shell (ts)

= 3/8 in = 0,03125 ft

Diameter luar shell (OD)

= 2,9791 ft

Tinggi shell (Z)

= 24 ft

Keliling Lingkaran (K)

= 10,205 ft

Volume shell

= K x Z x ts = 9,1562 × 24 × 0,03125 = 6,8671 ft3

Berat shell

= Volume shell ×  steel = 6,8671 ft3 × 490 lb/ft3 = 3.364,9182 lb = 1.526,301 kg

F-68

d. Berat Tube Heat Exchanger

Data perhitungan : Diameter dalam tube (ID)

= 0,0725 ft

Ketebalan tube (ts)

= 0,0108 ft

Diameter luar tube (OD)

= 0,0833 ft

Tinggi tube (Z)

= 24 ft


= 0,227 ft

Volume tube

= K x Z x ts = 0,227 × 24 × 0,0108 = 0,059 ft3

Berat 1 tube

= Volume shell ×  steel = 0,059 ft3 × 490 lb/ft3 = 29,002 lb = 13,154 kg

Berat total tube

= 522 x 29,002 lb = 15.139,044 lb = 6.866,935 kg

e. Berat Baffle

Berat Baffle (dari perhitungan desain Baffle) = 3.520,83 lb = 1.597,02 kg

f. Berat Tube Sheet

Berat tube sheet (dari perhitungan desain Tube Sheet) = 539 lb = 244,48 kg

F-69

g. Berat Isolator Shell Deflector Bahan yang digunakan adalah Magnesia 85 %, Densitas = 12 lb/ ft3 Data perhitungan : Diameter dalam Isolator (ID) = 4,420 ft Ketebalan isolator (ti)

= 0,130 ft

Diameter luar isolator (OD) = 4,550 ft Tinggi isolator (Z)

= 6,6075 ft


= 13,880 ft

Volume isolator

= K x Z x ts = 13,880 × 6,6075 × 0,130 = 11,923 ft3

Berat isolator = Volume isolator ×  = 11,923 ft3× 12 lb/ft3 = 143,0779 lb = 64,899 kg

h. Berat Isolator Dish Head Bahan yang digunakan adalah Magnesia 85 %, Densitas = 12 lb/ ft3 Data perhitungan : Diameter dalam Isolator (ID) = 53,0479 in Ketebalan isolator (ti)

= 0,130 ft

Diameter luar isolator (OD) = 54,7079 in Panjang straight flange

= 3 in

F-70

Inside corner radius

= 3,25 in

Untuk th< 1 in (td = ¼ in) perkiraan blank diameter (bd) adalah : bd

= OD +

OD + 2 . Sf + 2/3 . icr 42

= 64,1771 in = 5,3480 ft

Volume isolator

= ¼  (bd)2 x th = ¼  (5,3480)2 x 0,03125 = 0,7016 ft3

Berat Isolator atas

= Volume Isolator ×  steel = 0,7016 ft3 × 12 lb/ft3 = 8,419 lb = 3,818 kg

Volume Isolator bawah = (¼  (bd)2 - ¼  (ODShell HE)2 ) x th = (¼  (5,3480)2 - ¼  (2,9791)2 ) x 0,03125 = 0,484 ft3 Berat Isolator bawah = Volume Isolator ×  steel = 0,484 ft3 × 12 lb/ft3 = 5,8068 lb

Berat total Isolator

= Berat Isolator atas + Berat Isolator bawah = 8,419 lb + 5,8068 lb = 14,2258 lb = 6,467 kg

F-71

i. Berat Isolator Shell Heat Exchanger Data perhitungan : Diameter dalam Isolator (ID) = 2,9791 ft Ketebalan isolator (ti)

= 0,404 ft

Diameter luar Isolator (OD) = 3,3831 ft Tinggi Isolator (Z)

= 24 ft


= 9,3543 ft

Volume Isolator

= K x Z x ti = 9,3543 ×24 × 0,404 = 90,6992 ft3

Berat Isolator

= Volume shell ×  steel = 90,6992 ft3× 12 lb/ft3 = 1.088,390 lb = 493,508 kg

j. Berat nozzle Tabel F-7 Perhitungan Berat Nozel Keterangan

Ukuran Nozzle, in Berat Nozzle, lb

Pipa umpan aquous

2

0,6088

Pipa steam masuk

16

110,4000

Pipa produk liquid

2

0,6088

Pipa produk kondensat

14

73,9667

Pipa air panas keluar

2

0,6088

Total

36

186,1932

F-72

k. Berat bahan dalam Deflector & “Shell and Tube” 

Berat liquid pada Deflector Waktu tinggal Long tube vertical evaporator 5-10 menit (Ulrich,1984) diambil 5 menit = 0,0833333 jam Pada Deflector Diketahui volume liquid = 6.613,1313 kg/jam W

= 6.613,1313 kg/jam x 0,0833 jam = 550,8738 kg = 1.213,365 lb

 Berat steam (pemanas) Kebutuhan steam = 7.579,7638 kg/jam Sehingga berat steam : W

= 7.579,7638 kg/jam × 0,0833 jam = 631,394 kg = 1.391,984 lb

 Berat uap air Berat uap air = 6.866,6550 kg/jam Sehingga berat uap air: W

= 6.866,6550 kg/jam × 0,0833 jam = 571,9923 kg = 1.261,026 lb

Total berat evaporator

= 29.326,8062 lb = 13.302,42 kg

7. Desain Sistem Penyangga Berat untuk perancangan = 1,2 × berat mati evaporator = 1,2 × 13.302,42 kg

F-73

= 15.962,904 kg = 35.192,14 lb Evaporator disangga dengan 4 kaki. Kaki penyangga dilas ditengah – tengah ketingggian (50 % tinggi Deflector). 1. Leg Planning Digunakan kaki (leg) tipe I-beam dengan pondasi dari cor atau beton.

2

1

1

2

Gambar F-13. Kaki penyangga tipe I beam Karena kaki dilas pada pertengahan ketinggian evaporator, maka ketinggian kaki: (Hleg) = ½ Hr + L Dimana : Hr : tinggi total Deflector, ft L : jarak antara bottom Deflector ke pondasi (digunakan 5 ft) Hr = 30,608 ft Sehingga: (Hleg)

= (½ ×30,608) ft + 5 ft = 20,304 ft = 243,648 in

Digunakan I-beam 8 in Dimensi I-beam :

(Brownell and Young, App. G, item 2)

F-74

Kedalaman beam

= 8 in

Lebar flange

= 4,171 in

Web thickness

= 0,441 in

Ketebalan rata-rata flange = 0,425 in Area of section (A)

= 6,71 in2

Berat/ft

= 23 lbm

Peletakan dengan beban eksentrik (axis 1-1) : I = 64,2 in4 S = 16 in3 r = 3,09 in Peletakan tanpa beban eksentrik (axis 2-2) : I = 4,4 in4 S = 2,1 in3 r = 0,81 in Cek terhadap peletakan sumbu axis 1-1 maupun axis 2-2 . a) Axis 1-1 

l/r = 243,648 in / 3,09 in = 78,850 (l/r < 120, memenuhi)

(Brownell and Young, 1959, p.201) 

Stress kompresif yang diizinkan (fc): (fc) =

=

18000 1  (l /18000 . r 2 ) 2

(Pers. 4.21, brownell and Young, 1959)

18000 1  (243,648 2 /18000  3,09 2 )

= 8.707,0091 lbm/in2 (<15.000 psi , sehingga memenuhi)

F-75

(Brownell and Young, p.201) Jarak antara center line kolom penyangga dengan center line shell (a) dari (gambar F.6) : a

= (½ × lebar flange) + 1,5 = (½ × 4,171) + 1,5 = 3,5855 in

y

= ½ × lebar flange = ½ × 4,171 = 2,0855 in

Z = I/y = 64,2/2,0855 = 30,784 in3 

Beban kompresi total maksimum tiap leg (P) :

P Gambar F-14. Sketsa beban tiap lug

P

4 Pw (H  L) Σ W  n D bc n

(Pers. 10.76, Brownell and Young, 1959)

Dimana: Pw = beban angin total pada permukaan yang terbuka, lbm H = tinggi evaporator di atas pondasi, ft L = jarak dari fondasi ke bagian bawah Evaporator, ft Dbc = diameter anchor-bolt circle, ft n = jumlah penyangga, n ÓW = berat evaporator kosong + berat liquid dan beban mati lainnya, lbm

F-76

= 35.192,14 lbm Umumnya vessel dengan penyangga lug atau lug supported memiliki ketinggian yang lebih rendah dibandingkan skirt supported vessel, sehingga wind load sangat minor pengaruhnya. Wind load cenderung mempengaruhi vessel jika vessel dalam keadaan kosong. Berat vessel dalam keadaan terisi oleh cairan cenderung stabil (Hal.197, Brownell & Young, 1959). Jadi, nilai Pw = 0, kemudian persamaan di atas menjadi : P

Σ W 35.192,14 lb m = = 8.798,035 lbm n 4



Menghitung beban eksentrik :

(fec) =

= 

P. a Z


8.798,035 3,5855 = 1.024,732 lbm/in2 30,784

Luas penampang lintang: f

=

fc – fec

= 7.707,0091 – 1.024,732 = 7.682,277 lbm/in2 A=

=

P f 8.798,035 7.682,277


= 1,145 in2 < A pada tabel (6,71 in2), maka memenuhi

b) Axis 2-2 l/r = 243,648 in/ 0,81 in = 300,8 (l/r > 120, tidak memenuhi)

F-77

(Brownell and Young, 1959, p.201) 2. Lug Planning P = 8.798,035 lbm Masing-masing penyangga memiliki 4 baut (bolt) 

Beban maksimum tiap baut:

Pbolt =

P nb

= 2.199,508 lbm



Luas lubang baut:

Abolt =

Pbolt f bolt

Dengan :

(Pers.10.35, Brownell and Young, 1959) fbolt = stress maksimum yang dapat ditahan oleh setiap baut = 12000 psi

Abolt =

2.199,508 lb m = 0,183 in2 2 12.000 lb m /in

Digunakan baut thread standar dengan diameter = 1/2 in (Brownell and Young,Tabel. 10.4, hal.188).

a) Ketebalan plat horizontal thp=

My=

6 My f allow

(Pers.10.41, Brownell and Young, 1959)

 2l P   1   1  (Pers.10.40, Brownell and Young, 1959) 1    ln 4  e 

Dimana: thp = tebal horizontal plat, in My = bending momen maksimum sepanjang sumbu radial, in-lbm P = beban baut maksimum, lbm

F-78

A = panjang kompresi plate digunakan, = ukuran baut + 8 in = 1/2 in + 8 in = 8,5 in h

= tinggi gusset = (5/3 x 8,5) = 14,167 in

b

= lebar gusset, in = ukuran baut + 8 in = 1/2 in + 8 in = 8,5 in

l

= jarak radial dari luar horizontal plate luar ke shell, in = 6 in

ì

= poisson’ratio (untuk steel, ì = 0,3) (Brownell and Young, 1959)

fallow= stress yang diizinkan untuk baut = 12.000 psi γ1 = konstanta dari tabel 10.6 Brownell and Young, 1959 e

= jarak konsentrasi beban = setengah dari dimensi nut, in = ½ × 1/2 in = 1/4 in

Ketebalan plat kompresi: b = 8,5 in/6 in = 1,417 l

Dari Tabel 10.6, Brownell and Young, 1959, diperoleh γ1 = 0,125 My

=

8.798,035  1  0,3ln 2 (6)  1  0,125  4.   1/4  

= 3.096,134 in-lb thp

=

6  3.096,134 12000

= 1,244 in. Digunakan plat standar dengan ketebalan 2 in

F-79

b) Ketebalan gusset (tg)

= 3/8 × thp

(Pers.10.47, Brownell and Young, 1959)

= 3/8 × 2 in = 0,75 in, dipilih 1 in

3. Base Plate Planning Digunakan I- beam dengan ukuran 8 in dan 23 lbm/ft Panjang kaki (Hleg)

= 20,304 ft = 243,648 in

Sehingga berat satu leg = 20,304 ft × 23 lbm/ft = 466,992 lbm Beban base plate (Pb) = berat 1 leg + P = 466,992 lbm + 8.798,035 lbm = 9.265,027 lbm Base plate area (Abp) = Pb/f Dimana: Pb

= base plate loading

f

= kapasitas bearing (untuk cor, f = 120 psi)

Abp

=

9.265,027 lb m = 77,208 in2 (= Abp min) 120 psi

Untuk posisi leg 1-1 Abp

= lebar (le) × panjang (pa) = (0,8 fw + 2n)(0,95 hb + 2m)

Dimana: fw

= lebar flange

= 4,171 in

hb

= kedalaman beam

= 8 in

m

= n (diasumsikan awal)

F-80

0,95 h b

m

le

n

pa

0,8 fw

Gambar. F-15. Sketsa area base plate

Abp

= (0,8 × 4,171 + 2n)(0,95 × 8 + 2n) = 77,208

(3,3368 + 2n) (7,6 + 2n)

= 77,208

4n2 + 21,8736 n -51,848

=0

Dapat diselesaikan sehingga diperoleh: n1

= -8,9731

, n2 = 3,5047

Maka, le = (0,8 × 4,171) + (2 × 3,5047) pa = (0,95 × 8) + (2 × 3,5047)

= 10,3462 in = 14,6094 in

Umumnya dibuat pa = le, maka dibuat pa = le = 15 in Abp,baru = 225 in2 nbaru

= [15 –(0,8 × 4,171)]/2

= 5,8316 in

mbaru

= [15 –(0,95 × 8)]/2

= 3,7 in

Tebal base plate: tbp

= (0,00015 × Pa × n2)1/2

Dimana: Pa

= tekanan aktual

F-81

Pa =

tbp

P A bp,baru

=

8.798,035 = 39,102 psi 225

= (0,00015 × 39,102 × 5,83162)1/2 = 0,446 in. Digunakan plat standar 1 in

4. Vibration Perioda dari vibrasi pada vessel

harus dibatasi, karena vibrasi yang

berlangsung dalam perioda yang cukup lama akan menimbulkan suatu kerusakan pada vessel.

Perioda vibrasi, (T) 1

 H  w D  T  2.65  10 5   (Brownell and Young, 1959, pers. 9.68)  D  t  2

Keterangan : D

= Outside diameter = 4,550 ft

H

= Tinggi Evaporator temasuk penyangga = 35,608 ft

w

= Berat Evaporator, lb/ft tinggi = 988,3211 lb/ft tinggi

t

= Ketebalan shell, in = 3/8 in = 0,375 in

Sehingga: 2

T

 35,608   988,3211  4,550   2,65.10      0,375  4,550   

T

= 0,177 detik

5

0,5

F-82

Dari Tabel 9.3 hal 167 Brownell & Young, 1959, diperoleh koefisien seismic ( C ) = 0,10 Periode maksimum vibrasi dirumuskan dengan (Megysey, 1983) :

Ta  0,80 

WH Vg

V = CW Keterangan : V

= Total shear, lb = 98,8321 lb

g

= 32,2 ft/s2, percepatan gravitasi

Ta  0,80 

988,3211  35,608 = 2,66 detik (98,8321)  32,2

T < Ta = periode vibrasi diijinkan 5. Desain Anchor Bolt Vessel harus merekat erat pada concrete fondation, beam dengan anchor bolt. Jumlah anchor bolt harus 4 atau kelipatannya untuk setiap vertikal shell, pada shell yang tinggi sebaiknya menggunakan 8 buah anchor bolt atau tergantung pada besarnya diameter shell. Agar merekat kuat pada concrete fondation, anchor bolt sebaiknya tidak dipasang terlampau dekat, yakni tidak kurang dari 18 in (Megyesy, 1983). Diameter tempat bolt-bolt dipasang diasumsikan sebesar 30 in. 

As

= Area di dalam lingkaran bolt = 3,14×(30/2)2 = 706,8583 in2

F-83



CB

= Circumference pada lingkaran bolt = 2 × 3,14 × (30/2) = 94,2478 in



Menentukan area bolt T .CB B4  SB .N

Karena tidak ada pengaruh angin, maka T diabaikan. Keterangan : SB = Maximum allowable stress value dari material bolt Menggunakan bahan carbon steel, SA 325 Allowable pressure = 15000 psi CB = Circumference pada lingkaran bolt = 94,2478 in N = jumlah dari anchor bolts = 4 buah

(Tabel B, Megyesy hal 69)

Area bolt yang diperlukan = 0,0016 in2. Dipakai bolt area seluas 0,126 in2 dari Tabel 10.4 Brownell&Young hal 188 untuk area bolt seluas 0,126 in2, maka ukuran bolt

= ½ in

6. Beban Karena Gempa Magnitud akibat tekanan gempa merupakan hasil dari berat vessel dan koefisien seismic (C) yang merupakan fungsi dari vibrasi. 

Momen karena gempa Msx =

4 C w X 2 3H  X 

Keterangan :

H2

(Brownell and Young, 1959, pers. 9.71)

F-84

Msx

= Momen bending, in-lb

C

= Dari Tabel 9.3 (Brownell and Young, 1959), untuk zone 1 dan T < 1 s diperoleh, C = 0,05



X

= H = Tinggi shell total = 35,608 ft

W

= Berat shell = 15.962,904 kg = 35.192,14 lbm

Msx

4 x0,02 x35.192,14 x35,608 2 3x35,608  35,608 = 35,608 2 = 200.499,4754 in-lb

Stress karena gempa, fsx

fsx =



M sx  r t s  c)  2

(Brownell and Young, 1959, pers. 9.72)

200.499,475   54,6 2 0,375  0,125

= 85,675 psi Keterangan: r

= jari-jari shell + isolasi, in

ts = tebal shell, in c

= faktor korosi, in

8. Perancangan Pondasi

Perancangan pondasi dengan sistem konstruksi pondasi beton terdiri dari campuran: semen : kerikil : pasir, dengan perbandingan 1 : 2 : 3. Direncanakan pondasi berbentuk limas terpancung, dianggap hanya gaya vertikal dari berat kolom yang bekerja pada pondasi. Asumsi tanah pondasi adalah clay dengan safe bearing maksimal 10 ton/ft2 (Tabel 12,2 Hess & Rushton). Pondasi

F-85

dibuat dari beton dengan specific gravity 2,65 dan densitas 140 lb/ft3 (Dirjen Bina Marga DPU & Tenaker). 

Berat menara (termasuk perlengkapannya) yang diterima oleh : I-Beam pada kondisi operasi

= 35.192,14 lb

Berat I-Beam yang diterima oleh base plate adalah = 9.265,027 lb Jadi berat total yang diterima pondasi adalah = 44.457,167 lb 

Digunakan tanah dengan : Luas bagian atas (a) = 13950

in2 (3 m × 3 m)

Luas bagian bawah (b) = 24800

in2 (4 m × 4 m)

Tinggi pondasi 

= 60 in

Volume pondasi (V) = (1/3) × tinggi pondasi × ((a + b) + (a ×b)1/2) = 114700 in3 = 663,773 ft3



Berat pondasi (W)

= V × densitas beton = 663,773 ×140 = 92.928,22 lb



Jadi berat total yang diterima tanah adalah : Wtotal = 44.457,167 lb + 92.928,22 lb = 137.385,387 lb

Tegangan tanah karena beban (τ) = P/F < 10 ton keterangan : P = beban yang diterima tanah (lb) F = luas alas (ft2) 

Jadi tegangan karena beban (τ) : τ = 137.385,387 lb / 24.800 in2 = 5,539 lb/in2 = 0,362 ton/ft2 < 10 ton/ft2

F-86

Pondasi dapat dipasang pada tanah clay, karena tegangan tanah karena beban (τ) kurang dari safe bearing maksimal pada tanah clay.

B

A

D

C

E F

G H J

I

Gambar F-16. Evaporator Assembly (EV-301) Keterangan: A. Deflector

F. Baffle

B. Saluran Keluar Uap

G. Saluran Keluar Kondensat

C. Saluran Keluar Produk

H. Tube Sheet

D. Saluran Steam Masuk

I. Head Stationer

E. Tube

J. Saluran Masuk Umpan

LAMPIRAN F PERANCANGAN LONG TUBE VERTICAL EVAPORATOR (EVP 301) (TUGAS KHUSUS) Memekatkan larutan dengan menguapkan kandungan

Recommend Documents