LAMPIRAN F TUGAS KHUSUS REAKTOR (RE-201)

F-1

LAMPIRAN F TUGAS KHUSUS REAKTOR (RE-201)

Fungsi

: Mereaksikan benzene dengan udara untuk membentuk maleic anhydride

Jenis

: Reaktor Fixed Bed Multitubular

Kondisi Operasi

: Isotermal pada suhu (T) 370 oC dan Tekanan (P) 2,5 atm

Katalisator

: V2O5-MoO3

Konversi

: 95%

Medium pendingin : Air dengan aliran countercurrent terhadap aliran umpan

Reaksi yang terjadi didalam reaktor adalah : C6H6(g) + 4O2(g) Benzene

Oxygen

370 C 2,5 atm

C4H2O3(g) + 2H2O(g) + CO2(g) + CO(g) Maleic Anhydride

Water

Carbondioxide Carbonmonoxide

Berikut ini adalah neraca massa dan neraca energi reaktor (RE-201). Perhitungannya dapat dilihat pada lampiran A dan Lampiran B

F-2

Tabel F.1 Neraca Massa Reaktor (RE-201) Komponen

Massa Masuk Massa Keluar

(kg/jam)

(kg/jam)

F1

F2

Massa

Massa

Massa

Tergenerasi

Terkonsumsi

Terakumulasi

(kg/jam)

(kg/jam)

(kg/jam)

Benzene

2.116,0787

105,8039

0,00000

0,00000

0,00000

Toluene

0,4233

0,4233

0,00000

0,00000

0,00000

Nitrogen

109.797,0699

109.797,0699

0,00000

0,00000

0,00000

Oxygen

29.186,5629

25.892,2962

0,00000

0,00000

0,00000

Maleic anhydride

0,00000

2.522,1729

0,00000

0,00000

0,00000

Carbondioxide

0,00000

1.132,4042

0,00000

0,00000

0,00000

Carbonmonoxide

0,00000

720,6208

0,00000

0,00000

0,00000

Water

0,00000

926,5125

0,00000

0,00000

0,00000

141.097,3038

141.097,3038

0,00000

0,00000

0,00000

Total

Tabel F.2 Neraca Panas disekitar Reaktor (RE-201) Panas Masuk Komponen

(kJ/jam) Q1

Panas Generasi (kJ/jam) Qreaksi

Panas Keluar (kJ/jam)

Q serap

Panas terakumulasi

(kJ/jam)

(kJ/jam)

Q4

Benzene

970.7241,78538

8.611.592,27139

0,00000

0,00000

Toluene

3.992.8035,82491

39.928.035,82491

0,00000

0,00000

Nitrogen

1.217.419,09597

6.0870,95480

0,00000

0,00000

253,29472

0,00000

0,00000

1.903.855,34290

0,00000

0,00000

Oxygen

253,29472

-91.247,49352

Maleic anhydride

0,00000

Carbondioxide

0,00000

384.107,69200

0,00000

0,00000

Carbonmonoxide

0,00000

264.671,58303

0,00000

0,00000

Water

0,00000

621.781,71217

0,00000

0,00000

Air pendingin

0,00000

-1.013.466,16846

0,00000

-1.013.466,16846

0,00000

Total

50.852.950,00098

-91.247,49352 51.775.168,67592

50.761.702,50746

50.761.702,50746

0,00000

F-3

Massa air pendingin yang digunakan untuk menjaga temperatur operasi reaktor tetap isothermal yaitu sebesar 242.456,02116 kg/jam

1. Menghitung berat katalis (W) a. Spesifikasi katalis Bahan katalis

= V2O5-MoO3

Bentuk

= Pellet

Umur katalis

= 3-5 tahun

Diameter katalis

= 0,005 m

Porositas, ε

= 0,5 m3/m3

Bulk density

= 1200 kg/m3 (www.che.wvu.edu)

b. Menghitung konstanta kecepatan reaksi (k) Persamaan kinetika reaksi untuk maleic anhydride adalah sebagai berikut Orde reaksi adalah orde setengah terhadap benzene -ra = k.Cb ½ dengan k

: konstanta laju reaksi, (m3/kg,s)

Cb : konsentrasi benzene (kmol/m3) T : Temperatur (K)

(www.che.wvu.edu) .....4)

F-4

Dengan nilai k sebagai berikut

⁄

c. neraca massa pada 1 tube Persamaan neraca massa dengan tinjauan pada satu tube adalah sebagai berikut : FA

W  ΔW

ID

ΔW

FA

W

Gambar F.1. Persamaan neraca massa pada satu tube

Neraca massa pada elemen volume : V = (Rate of mass input) - (Rate of mass output) - (Rate of mass reaction) = (Rate of mass accumulation)

F-5

FA

= FA0 (1- XA)

dFA

= - FA0 dXA

Sehingga,

dX A dW



(-rA ) FA0  

.............(5)

Substitusi persamaan 5 ke persamaan 4, menjadi : 1/2

dX A dW



k.C A FA0  

Dengan menggunakan persamaan aliran yang masuk dan keluar dari tabel neraca massa di atas, dapat diketahui persamaan umum untuk konsetrasi umpan, yaitu: 1. Laju volumetrik umpan reaktor V0 

Fin tot

 mix



141.097,3038  95.009,8208 m 3 /jam 1,4851

= 1.583,4970 m3/menit = 26,3916 m3/s

F-6

2. Konsentrasi umpan reaktor CA

= [C6H6] ⁄

CA0 =

Maka diperoleh persamaan :

a.

1/2

dX A dW



k.C A FA0  

dX A dW



k.(C A0 (1  X ))1/2 FA0  

dX A dW



(4,6445x10 -6 ).(0,003x( 1 - X))1/2 FA0  

dX A dW



(4,6445x10 -6 ) .(0,003x(1 - X))1/2 FA0  

………7)

Pressure Drop Pressure drop dalam tube Pressure drop pada pipa berisi katalisator dapat didekati dengan persamaan Ergun (Fogler, 1999).  dP G' 1   1501         1,75 G'  dz   g  DP   DP 

Keterangan : ΔP

= penurunan tekanan dalam tube, lb/ft2

Z

= panjang pipa, ft

.............(8)

F-7

G’

= kecepatan aliran massa perluas penampang, lb/jam/ft2

ρ

= densitas fluida, lb/ft3

Dp

= diameter partikel katalis, ft

ε

= porositas partikel katalis

µ

= viskositas fluida, lb/jam/ft

gc

= faktor konversi, 4,18.108 ft/jam2

b. Menentukan spesifikasi tube yang digunakan Dalam menetukan diameter tube, Colburn (Smith, P.571) menyatakan hubungan pengaruh rasio (Dp/Dt) atau perbandingan diameter katalis dengan diameter pipa dengan koefisien transfer panas pipa berisi katalis dibanding koefsien transfer panas konveksi pada dinding kosong. Dp/Dt

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

hw/h

5,5

7,0

7,8

7,5

7,0

Dimana : Dp/Dt

= rasio diameter katalis per diameter pipa

hw/h

= rasio koefisien transfer panas pipa berisi katalis terhadap koefisien transfer panas pada pipa kosong

Dari data diatas hw/h terbesar pada 7,8 pada (Dp/Dt) = 0,15 Dt =

=

= 3,3333 cm = 0,0333 m

F-8

Untuk pipa komersial: (Kern, 1983) NPS

= 1,5 in

ID

= 1,610 in

OD

= 1,90 in

a’

= 2,04 in2

c. Data fisis dan termal Kondisi campuran gas yang bereaksi di dalam reaktor setiap saat mengalami perubahan untuk tiap increment panjang reaktor. Persamaan yang digunakan untuk menghitung kondisi campuran gas tersebut adalah sebagai berikut : 1. Menghitung berat molekul umpan Berat molekul umpan merupakan berat molekul campuran gas yang dapat dihitung dengan persamaan : BM campuran = Σ (Bmi.yi) dengan : Bmi

= berat molekul komponen i, kg/kmol

yi

= fraksi mol gas i

Tabel F.3 Berat Molekul Umpan Komponen Bmi F3 (kg/jam)

yi

Bmi x yi

Benzene

78,1100

2.116,0787

0,0060

0,4702

Toluene

92,1400

0,4233

0,0000

0,0001

Oksigen

32,0000 109.797,0699

0,7624

24,3959

Nitrogen

28,0000

0,2316

6,4850

29.186,5629

F-9

Total

141.100,1348

1,0000

31,3512

Diperoleh BMcampuran = 31,3512 kg/kmol

2. Menghitung densitas umpan Campuran gas mengikuti hukum gas ideal

PV  n  R  T n P  BMcamp  BMcamp V R T

 camp 

P BMcamp R T

Dengan = P

= tekanan umpan masuk = 2,5 atm

R

= 0, 0821 atm m3/kmol K

T

= suhu umpan masuk = 643,15 K

Sehingga ρ

=

31,3512 x 2,5 kg/m3 0,082057 x643,15

= 1,4851 kg/m3

3. Viskositas Menghitung viskositas umpan (μg) Untuk menghitung viskositas umpan digunakan persamaan yang diperoleh dari Yaws 1999, yaitu :

 gi  A  BT  CT 2

F-10

Tabel F.4 Tabel Viskositas Umpan μi Komponen

BMi

yi

wi

A

B

C

(micropoice)

Benzene

78,1100 0,6853 0,8765

-0,151000 0,257060

-0,000009

161,4628

Toluene

92,1400 0,3115 0,1195

1,787000 0,235660

-0,000009

149,4838

Oksigen

32,0000 0,0032 0,0040

0,000001 0,604780 70,300000

361,61637

Nitrogen

28,0000 0,0000 0,0000

0,000001 0,588230 67,750000 29.079.416,1160

μgi = 1,0765 cp μcampuran = 2,6043 lb/ft.hr

4. Menghitung konduktivitas panas umpan (KG) KG dihitung menggunakan persamaan dari Yaws, 1999, yaitu : K G  A  BT  CT 2

KG

= konduktivitas gas, W/m K

A, B, C

= konstanta

T

= suhu umpan, K

KGumpan

= Σ(KG.xi)

Tabel F.5 Tabel Konduktivitas Umpan K Komponen

Bm

Yi

wi

A

B

C

Btu/ft2,hr,F

Benzene

78,1100 0,0060 0,0150

-0,151000 0,257060

-0,000009

93,2917

Toluene

92,1400 0,3115 0,0000

1,787000 0,235660

-0,000009

149,4838

Oksigen

32,0000 0,0032 0,7782

0,001210 0,000086

0,000000

0,0511

Nitrogen

28,0000 0,0000 0,2069

0,003090 0,000076

0,000000

0,0474

F-11

KGcampuran = 1,4323 Btu/ft2.hr.F

d. Menghitung Berat Katalis

Metode Runge-Kutta untuk menghitung berat tumpukan katalis (w) dan Pressure Drop di tube (ΔPt). Penyelesaian Persamaan Diferensial untuk menghitung berat tumpukan katalis (w) dan pressure drop (ΔPt) di tube setiap inkremen z (Δw) dengan Metode Numeris Runge Kutta dihitung dengan menggunakan Microsoft Excell. Adapun langkah-langkah perhitungannya sebagai berikut cara sebagai berikut : Persamaan-persamaan diferensial yang ada : a.

 dP G' 1   1501         1,75 G'  dz   g  DP   DP 

b.

dX A dW



4,6445.(0,003)1/2 FA0  

Kondisi batasnya adalah : Zo = 0 m XO = 0 PO = 2,5 atm Δw = 0,0994

F-12

Penyelesaian persamaan difrensial menggunakan metode Runge Kutta orde 4: Xi+1 = xi + 1/6. (k1 + 2k2 + 2k3 + k4) Pi+1 = Pi + 1/6. (l1 + 2l2 + 2l3 + l4) Dengan: k1

= f1 (wi, Xi) ∆w

l1

= f2 (wi, Pi) ∆w

k2

= f1 (wi +

k w , Xi + 1 ) ∆w 2 2

l2

= f2 (wi +

l w , Pi + 1 ) ∆w 2 2

k3

= f1 (wi +

k w , Xi + 2 ) ∆w 2 2

l3

= f2 (wi +

l w , Pi + 2 ) ∆w 2 2

k4

= f1 (wi+ ∆w, Xi + k3) ∆w

l4

= f2 (wi +∆w, Pi + l3) ∆w

Perhitungan nilai wi, Xi, dan Pi di setiap inkeremen w (Δw) adalah : wi+1 = wi + Δw

Tabel F.6 Tabel Berat Katalis Berdasarkan Metode Runge-Kutta W P X (Berat Tumpukan Katalis, kg)

(Tekanan, atm)

(Konversi)

0,00

2,4973000

0,000000

197,75

2,4946000

0,339834

F-13

395,51

2,4919000

0,360934

593,26

2,4894000

0,381534

791,01

2,4869000

0,401534

988,76

2,4844000

0,420934

1.186,52

2,4820000

0,439934

1.384,27

2,4796000

0,458334

1.582,02

2,4773000

0,476234

1.779,78

2,4750000

0,493634

1.977,53

2,4728000

0,510534

2.175,28

2,4706000

0,527034

2.373,04

2,4685000

0,543034

2.570,79

2,4664000

0,558534

2.768,54

2,4644000

0,573634

2.966,29

2,4624000

0,588334

3.164,05

2,4604000

0,602634

3.361,80

2,4585000

0,616534

3.559,55

2,4566000

0,630134

3.757,31

2,4547000

0,643234

3.955,06

2,4529000

0,656034

4.152,81

2,4511000

0,668434

4.350,57

2,4494000

0,680534

4.548,32

2,4476000

0,692334

4.746,07

2,4459000

0,703734

4.943,82

2,4443000

0,714934

5.141,58

2,4426000

0,725734

5.339,33

2,4410000

0,736234

5.537,08

2,4395000

0,746534

5.734,84

2,4379000

0,756534

5.932,59

2,4364000

0,766234

6.130,34

2,4349000

0,775634

F-14

6.328,09

2,4334000

0,784834

6.525,85

2,4320000

0,793834

6.723,60

2,4306000

0,802534

6.921,35

2,4292000

0,811134

7.119,11

2,4278000

0,819334

7.316,86

2,4264000

0,827434

7.514,61

2,4251000

0,835334

7.712,37

2,4238000

0,842934

7.910,12

2,4225000

0,850434

8.107,87

2,4212000

0,857734

8.305,62

2,4200000

0,864834

8.503,38

2,4188000

0,871734

8.701,13

2,4175000

0,878534

8.898,88

2,4164000

0,885134

9.096,64

2,4152000

0,891534

9.294,39

2,4140000

0,897834

9.492,14

2,4129000

0,903934

9.689,89

2,4117000

0,909934

9.887,65

2,4106000

0,915734

10.085,40

2,4095000

0,921434

10.283,15

2,4085000

0,927034

10.480,91

2,4074000

0,932434

10.678,66

2,4063000

0,937734

10.876,41

2,4053000

0,942934

11.074,17

2,4973000

0,950134

F-15

1.

Menghitung berat tumpukan katalis W

V

 katalis W

V

V

 katalis 11.074,17 kg  9,22848 m3 3 1200 kg/m

2. Menghitung tinggi tumpukan katalis yang dibutuhkan Dipilih pipa dengan ukuran standar (Kern, table 11) NPS

: 1,5 in

Sch. No.

: 40

Diameter luar (OD)

: 1,90 in

= 0,0483m = 0,1583 ft

Diameter dalam (ID)

: 1,61 in

= 0,0409 m = 0,1342 ft

Perhitungan tinggi katalis dengan volume 1 buah tube adalah : V

Z

W

 katalis 4W   ID 2   katalis

Dengan : Z

= tinggi tumpukan katalis (m)

V

= volume katalis dalam tube (m3)

w

= berat katalis (kg)

F-16

ρkatalis

= densitas katalis (kg/m3)

ID

= diameter dalam tube (m)

Maka tinggi katalis keseluruhan : Z

4 11.074,17  4.698,13273 m   0,05 2 1200

Dipilih tinggi tube standar 24 ft = 7,3152 m Sehingga didapat tinggi tumpukan katalis : Z

= 80% dari tinggi tube yang dipilih = 80% x 24 ft = 19,2 ft = 5,8522 m

A. Menghitung jumlah tube (Nt) Jumlah tube yang dibutuhkan :

tinggi katalis keseluruhan tinggi katalis per tube 4.698,13273 Nt =  802,80322 tube 5,85216 Nt = 803 buah tube Nt =

3.

Mechanical design reaktor

a.

Tube Ukuran tube (Kern,1983): Susunan tube

= Triangular pitch

Bahan

= Stainless steel

F-17

Diameter nominal (NPS)

= 1,50 in

Diameter luar (OD)

= 1,90 in

= 0,0483m = 0,1583 ft

Diameter dalam (ID)

= 1,61 in

= 0,0409 m = 0,1342 ft

Schedule number

= 40

Luas penampang

= 2,04 in2

Tinggi tumpukan katalis

= 5,85216 meter

Panjang pipa (L)

=7,31520 meter

= 0,0013 m2

Susunan pipa yang digunakan adalah triangular pitch (segitiga sama sisi) dengan tujuan agar memberikan turbulensi yang lebih baik, sehingga akan memperbesar koefisien transfer panas konveksi (ho). Sehingga

transfer panasnya lebih baik

daripada square pitch (Kern, 1983).

C

PT

60 o

A

60 o

D C'

60 o

B

Gambar F.2. Susunan pipa model triangular pitch

Tebal pipa = (OD-ID)/2 = (1,90 - 1,61)/2 = 0,145 in = 0,00367 m

F-18

Jarak antar pusat pipa (PT) PT = 1,25 x OD = 1,25 x 1,90 = 2,375 inchi = 0,06032 m

Jarak antar pipa (Clearance) C’ = PT-OD = 2,375 – 1,900 = 0,475 inchi = 0,01206 cm

Koefisien transfer panas dalam pipa 0 ,8

hi 

7,8 . 0,021.k f .Re .Pr

0 , 33

.    w 

0 ,14

IDt

(F.51)

Dimana : Pr

= Cp.µ / kf

Cp

= kapasitas panas = 0,8485 Btu/lb.F

kf

= konduktivitas = 5,4825 Btu/ft.hr.F

μ/ μw

= 1 ,karena non viskos

Tube Side atau Bundle Crossflow Area (at) at  N t  at '

(F.52)

F-19

= 803. (

 .IDt 2 4

)

= 1,05469 m2

Mass velocity (Gt) Gt 



Wt at 311.066,28735 211,35258

= 27.400,48664 lb/jam.ft2

Maka, h i  45,72381

Btu hr ft 2 .F

h io 

Di  hi Do

h io 

0,1342 m .45,72381 Btu/hr ft 2 .F 0,1583 m

h io  38,74491

2.

(F.54)

Btu hr ft 2 .F

Shell Bahan yang digunakan adalah Carbon Steel SA type 283 Ukuran Shell Diameter dalam shell (IDs)

F-20

 4  0,866  Nt  PT 2   =     

IDs

0,5

 4  0,866  803  2,3752      =

(Brownell & Young, 1979)

0,5

= 70,66991 in = 0,179502 ft = 1,79502 m

Jarak Buffle Bs

= IDs x 0,3 = 1,79502 x 0,3 = 0,53851 m = 21,20097 in = 1,76675 ft

Koefisien transfer panas dalam shell Shell Side atau Bundle Crossflow Area (as) as



(Pt  OD)  IDs  B Pt

as



0,47500  70,66991  21,20097 2,37500

as

= 299,65413 in2 = 2,08093 ft2

(F.56)

F-21

= 0,19333 m2

Mass Velocity (Gs) Gs 

W as

Dimana W = 534.140,76613 lb/jam Gs = 534.140,76613 /2,08093 Gs = 256.683,49726 lb/jam.ft2

Equivalent Diameter (De)

De 

4  (0.5  PT  0.866  PT  0.5    OD2 4) 0.5    OD

De 

4  (0.5  2,375  0.866  2,375  0.5   1,92 4) 0.5   1,9

De = 1,37342 in = 0,11445 ft = 0,03489 m

Reynold Number (Re) Re 

Re 

DeG s

 pendingin 0,11445  256.683,49726 1,9142

Re = 16.192,15903

F-22

Maka, K  Des  Cp   ho  0,36 p  Des  p 

0 , 55

1/ 3

 Cp  p      Kp 

(Kern, hal 137)

ho  402,75615

Btu jam  ft 2  F

Dengan : Kp

= konduktivitas panas pendingin

= 0,3623 Btu/hr.ft.oF

Cpp

= kapasitas panas pendingin

= 1 Btu/lb.oF

p

= viskositas pendingin

= 1,8143 lb/ft jam

Dirt Factor (Rd) Liquid organik

= 0,001 hr.ft2.F/Btu

Pendingin

= 0,003 hr.ft2.F/Btu

Rd total

= 0,004 hr.ft2.F/Btu

Koefisien Perpindahan Panas Overall Clean dan Design Koefisien perpindahan panas overall clean dihitung dengan rumus :

Uc



h io x h o h io  h o

Uc



402,75615 x 38,74491 402,75615  38,74491

= 35,34476 Btu/h.ft2.F

F-23

Harga koefisien perpindahan panas overall design dihitung dengan rumus : UD



1 1/ Uc  R d

UD



1 1/ 35,34476  0,004

(Kern,1950)

= 30,96672 Btu/hr.ft2.F = 175,83832 J/s. m2.K

Pressure drop di shell

Ps

f  Gs 2  Ds (N  1)  5,22  1010  De  s  s

dimana Ds = diameter shell (IDs)

= 0,14958 ft

Mass velocity (Gs)

= 256.683,49726 lb/jam.ft2

Equivalent diameter (De)

= 0,11445 ft

s  correctedc oefficient s

= 1,0

(N  1)



(hal.121 Kern, 1950)

12L  16,30114 B

untuk Re = 16.192,1509 maka diperoleh : s = specific gravity

=1

f = shell side friction factor

= 0,0018 ft2/in2

Ps



0,0018  256683,497262  0,14958 (16,30114) 5,22  1010  0,11445  1  1

(Fig.29 Kern, 1950)

F-24

Ps

 0,48404 psi

Tebal Shell Spesifikasi bahan Stainless steel SA 167 Grade 11 type 316 Tekanan yang diijinkan (f)

= 18.750 psi

Efisiensi sambungan (ε)

= 0,8 (double welded joint)

Corrosion allowanced

= 0,25 in

Tebal shell dihitung dengan persamaan ts



p  ri c f   - 0,6 p

dengan ts = tebal shell, inchi P = tekanan dalam reaktor, psi ε = efisiensi sambungan ri = jari-jari dalam shell, inchi f = tekanan maksimum yang diijinkan, psi C = Corrosion allowance = 0,25 Tekanan dalam shell Tekanan desain diambil 20% diatasnya, maka: Pd

= 1,2 x P = 1,2 x 2,5 atm = 3 atm

( Brownell & Young)

F-25

Pd

= 44,08794 psi

maka, ts



44,08794  70,66991/2   0,25 18.750  0,8 - 0,6  44,08794

= 0,35404 in diambil tebal standar 0,375 inchi

Diameter luar shell (ODs) ODs

= IDs + 2 ts = 70,66991 + (2 x 0,375) = 71,41991 in

3.

Head dan Bottom Untuk menentukan bentuk-bentuk head ada 3 pilihan : 1. Flanged and Standar Dished Head Digunakan untuk vesel proses vertikal

bertekanan rendah,

terutama

digunakam untuk tangki penyimpan horizontal, serta untuk menyimpan fluida yang volatil. 2. Torispherical Flanged and Dished Head Digunakan untuk tangki dengan tekanan dalam rentang 15 – 200 psig. 3. Elliptical Flanged and Dished Head

F-26

Digunakan untuk tangki dengan tekanan tinggi dalam rentang 100 psig dan tekanan diatas 200 psig ( Brownell and Young, 1959). Bentuk head dan bottom yang digunakan adalah Torispherical Flanged and Dished Head yang sesuai dengan kisaran tekanan sistem yaitu 15 – 200 psi. Bahan yang digunakan untuk membuat head dan bottom sama dengan bahan shell Carbon Steel SA 283 grade C. Tebal head dapat dihitung dari persamaan :

Menentukan inside radius corner (icr) dan corner radius (rc). OD

= ID + 2t = 71,41991 in

Dibulatkan menjadi 72 in untuk menetukan icr & rc

Diketahui tebal t = 0,375 in Maka berdasarkan table 5.7 Brownell & Young : Icr

= 4,37500 in

rc

= 76 in

maka: w

r  1  . 3 c  4  icr 

W = 1,79198

(Pers. 7.76, Brownel&Young)

F-27

Tebal head minimum dihitung dengan persamaan berikut:

th 

P.rc .w c 2 f  0,2 P

(Pers. 7.77, Brownell&Young)

= 0,45020 in

dari tabel 5.6 Brownell & Young untuk th

= 0,5 in

sf

= 3,5 in

Spesifikasi head : OD

b=depth of dish A

OA

icr

sf

B ID

t

a r

Gambar F.2 Desain head pada reaktor

F-28

Keterangan : th

= Tebal head (in)

icr

= Inside corner radius ( in)

r

= Radius of dish( in)

sf

= Straight flange (in)

OD

= Diameter luar (in)

ID

= Diameter dalam (in)

b

= Depth of dish (in)

OA

= Tinggi head (in)

ID

= OD – 2th = 72 – 2(0,5) = 71 in

Depth of dish (b)

b  rc 

rc  icr 2  ID 2  icr 

2

(Brownell and Young,1959.hal.87)

= 11,55174 in

Tinggi Head (OA) OA

= th + b + sf

(Brownell and Young,1959)

= (0,5 + 11,55174 + 3,5) in = 15,55174 in AB

= ID/2 – icr = (71,25/2) in – 4,375 in

F-29

= 31,25000 in BC

= rc – icr = 76 in – 4,375 in = 71,62500 in

AC

=

BC 2  AB 2

= 64,44826 in

Jadi tinggi head = 15,55174 inchi = 0,39502 m

4.

Tinggi Reaktor Dari hasil perhitungan diperoleh tinggi tumpukan katalis yang dibutuhkan yaitu 5,8522 m. Tinggi shell

= Tinggi pipa standar yang digunakan = 24 ft = 7,31520 m

Tinggi reaktor

= tinggi shell + 2.(tinggi head) = 7,3152 + (2 x 0,39502) = 8,10523 m = 26,59164 ft

5. Luas Permukaan Reaktor Luas reaktor bagian dalam

F-30

luas shell bagian dalam Ashi

= π x IDs x tinggi shell = 3,14 x 5,93751 x 26,59164 = 496,02033 ft2

luas head dan bottom bagian dalam Ahbi

= 2 x (π x IDs x sf + π/4 x IDs2) = 2 x (3,14 x 5,93751 x 0,25 + ((3,14/4) x 5,93751 2)) = 66,22992 ft2

Jadi luas reaktor bagian dalam : = 496,02033 ft2 + 66,22992 ft2 = 562,25025 ft2

Luas reaktor bagian luar luas shell bagian luar Asho

= π x ODs x tinggi shell = 3,14 x 6 x 24 = 452,38934 ft2

luas head dan bottom bagian luar Ahbo

= 2 x(π x ODs x sf + ((π/4) x ODs2)) = 2 x(3,14 x 6 x 0,25 + ((3,14/4) x 62))

F-31

= 67,51557 ft2

Jadi luas reaktor bagian luar : = 452,38934 ft2 + 67,51557 ft2 = 519,90492 ft2

6. Volume Reaktor a. Volume head dan bottom Vhb  2  Volume head tan pa s f  Volume head pada s f



 2  0,000049  IDs 3   IDs 2  s f 4 = 16,16393 ft3

b. Volume shell

Vs    IDs 2  Ls 4 = 736,28167 ft3

Jadi volume reaktor = 16,16393 + 736,28167 = 752,44561 ft3 = 21,30700 m3





(Brownel, Young, 1959)

F-32

7. Nozzle Umpan dan Produk Pada Reaktor Saluran dibuat dengan menggunakan bahan stainless steel. Diameter optimum tube yang stainless steel dan alirannya turbulen (NRe > 2100) dihitung dengan menggunakan persamaan :

diopt  293  G 0,5   0,37

(Brownel, Young,1959)

dengan diopt

= diameter dalam pipa, mm

G

= kecepatan aliran massa fluida, kg/s

Ρ

= densitas fluida, kg/m3

Pengecekan bilangan Reynolds G  ID a ' 



NRe

Dengan: G

= kecepatan aliran massa fluida, kg/jam

ID

= diameter dalam pipa, m

µg

= viskositas fluida, kg/m.jam

a’

= flow area, m2

Nozzle Umpan 1. Nozzle Aliran Benzene Masuk Diketahui : G

= 141.097,30384 kg/jam

F-33

ρ

= 1,48508 kg/m3

µ

= 3,87557 cp

Maka : diopt

= 226.G0,5.ρ-0,35 = 123,19809 mm (4,85032 in)

dari Tabel 11 (Kern, 1965), diperoleh nominal pipe size

= 6 in

schedule number

= 40

OD

= 6,62500 in (0,16828 m)

ID

= 6,60500 in (0,16777 m)

Flow area per pipe, a’

= 28,90000 in2 (0,01865 m2)

Pengecekan Bilangan Reynold NRe

=

G.ID = 276.443,62207 (turbulen) a '.

Maka anggapan menggunakan aliran turbulen adalah benar.

Spesifikasi nozzle standar (Brownel and Young, 1959, App. F item 1 dan 2, hal.349) : Size

=6

in

OD of pipe

= 6,625 in

Flange Nozzle thickness (n)

= 0,432 in

Diameter of hole in reinforcing plate (DR)

= 6,75 in

F-34

Length of side of reinforcing plate, L

= 16,25 in

Width of reinforcing plate, W

= 20,25 in

Distance, shell to flange face, outside, J

= 8 in

Distance, shell to flange face, inside, K

= 6 in

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

= 11 in

- Low, Type C

= 8 1/8 in

Nozzle Produk 1. Nozzle Aliran Produk Diketahui : G

= 141.097,30384 kg/jam

ρ

= 1,48992 kg/m3

µ

= 2,79226 cp

Maka : diopt

= 226.G0,5.ρ-0,35 = 123,05790 mm (4,84480 in)


= 6 in

schedule number

= 40

OD

= 6,62500 in (0,16828 m)

F-35

ID

= 6,60500 in (0,16777m)


= 28,90000 in2 (0,01865 m)


=

G.ID = 38.369,98891 (turbulen) a '.



=6

OD of pipe

= 6,625 in


= 0,432 in


= 6,75 in


= 16,25 in


= 20,25 in


= 8 in


= 6 in


= 11 in

- Low, Type C

= 8 1/8 in

in

F-36

Nozzle pendingin masuk Diketahui : G

= 242.282,13446 kg/jam (67,30059 kg/s)

Ρ

= 1.022,8753 kg/m3

µ

= 0,8500 cp (3,0600 kg/m.jam)

Maka : diopt

= 226.G0,5.ρ-0,35 = 163,93812 mm (6,45424 in)

dari Tabel 11 (Kern, 1965), nominal pipe size

= 6 in

schedule number

= 40

OD

= 6,62500 in (0,16828 m)

ID

= 6,60500 in (0,16777m)


= 28,90000 in2 (0,01865 m)


=

G.ID = 712.429,83053 (turbulen) a '.


F-37


=6

OD of pipe

= 6,625 in


= 0,432 in


= 6,75 in


= 16,25 in


= 20,25 in


= 8 in


= 6 in


= 11 in

- Low, Type C

= 8 1/8 in

Nozzle pendingin keluar Diketahui : G

= 242.282,13446 kg/jam (5,4255 kg/s)

ρ

= 1.008,9773 kg/m3

µ

= 0,65 cp (2,34 kg/m.jam)

Maka : diopt

= 226.G0,5.ρ-0,35 = 164,72295 mm (6,48522 in)

in

F-38


= 6 in

schedule number

= 40

OD

= 6,62500 in (0,16828 m)

ID

= 6,60500 in (0,16777m)


= 28,90000 in2 (0,01865 m)


=

G.ID = 931.639,00916 (turbulen) a '.



=6

OD of pipe

= 6,625 in


= 0,432 in


= 6,75 in


= 16,25 in


= 20,25 in


= 8 in


= 6 in

Distance from Bottom of tank to center of nozzle

in

F-39

- Regular, Type H

= 11 in

- Low, Type C

= 8 1/8 in

(a)

(b) Gambar F.4. Shell Nozzle (a) Reinforcing Plate (b) Single Flange

F-40

8. Penyangga tumpukan katalisator (Bed support/Grid support) Grid support dirancang untuk menyangga katalisator untuk mencegah kelebihan pressure drop. Yang biasa digunakan adalah piringan yang berlubang-lubang (perforated plate) atau piringan yang bergelombang (slatted plate). Grid support ini biasanya dibuat dari bahan yang anti korosi seperti carbon steel, alloy steel, cast iron, atau cast ceramics (Rase, 1977).

Penyangga katalis berupa perforated plate dengan ketebalan tertentu. Tekanan yang harus ditahan oleh bed support = tekanan operasi + tekanan karena katalis a. Tekanan operasi = 1,2 x 2,5 = 3 atm = 44,1 psi

b. Tekanan karena katalis Perforated plate yang digunakan mempunyai lubang dengan luas sama dengan 50 % luas total tube. (Luas penampang tube(at) = 0,00131 m2) Luas total pipa = Nt x at = 803 x 0,00131 m2 = 1,05469 m2 Perforate plate = 50 % x Luas total pipa = 0,5 x 1,05469 m2 = 0,52734 m2

F-41

Tekanan karena katalis 

berat katalis Luas  penahan'.katalis



11.074,17 kg 0,52734 .m2

= 20.999,86824 kg/m2 = 29,86865 psi

Tekanan total perancangan Ptotal = 44,10000 psi + 29,86865 psi = 73,96865 psi

Tebal plate dihitung dengan persamaan (13.27 Brownell & Young, 1959)

t  d C '  P 

 f 

dengan t

= tebal minimum plate, inchi

d

= diameter plate, inchi

P = tekanan perancangan, psi f

= maksimum allowable stress, 18.750 psi (bahan yang digunakan stainless steel SA 167 grade 11 type 316)

C’ = konstanta dari app H, C’ =0,75 (Brownell & Young)

t  1,79502  0,75  73,96865 18.750

F-42

= 0,09764 inchi diambil tebal standar t = 0,1875 inchi

9.

Tebal pemegang pipa Pemegang pipa harus dapat menahan perbedaan tekanan antara dalam pipa dan dalam shell. Tebal pemegang pipa dihitung dengan persamaan :

tp  Cph  Dp  P   f   c dengan Cph = konstanta design = 1,1 Dp = diameter shell, inchi ΔP = perbedaan tekanan = 0,04840 λ

= ligament efficiency = 0,5

f

= maximum allowable stress = 18.750 psi

c

= corrosion allowance = 0,25 inchi

bahan konstruksi seperti yang digunakan sebagai bahan shell yaitu stainless steel SA 167 grade 11 type 316.

tp  1,1  070,66991  0,04840

0,5 18.750  0,25

= 0,95858 inchi diambil tebal standar = 1 inchi

F-43

10. Innert Ballast Alat ini digunakan untuk melindungi permukaan katalisator dari pengaruh langsung aliran fluida dan meratakan aliran fluida umpan (Rase-Barrow, 1957). Innert ballast berupa bola-bola keramik dengan tebal tumpukan 0 – 6 inchi, digunakan tinggi tumpukan 6 inchi.

11. Distributor Alat ini digunakan untuk meratakan aliran fluida masuk, jenis yang digunakan adalah type multiple buffle distributor concentric cone, yang dipasang pada akhir bagian pipa pemasukan fluida.

12. Perhitungan Flange, Bolt dan Gasket dari Vessel a.

Sambungan head dengan shell Sambungan antara tutup bejana dengan bagian shell menggunakan sistem flange dan baut. Bahan konstruksi yang dipilih berdasarkan pada kondisi operasi. Data perancangan : Tekanan disain

= 40,42500 psi

Material flange

= Carbon Steel SA-240 Grade A

Bolting steel

= Carbon Steel SA–193 Grade B6

Material gasket

= soft steel

Diameter luar shell, B

= 71,41991 in

Ketebalan shell

= 0,37500 in

F-44

Diameter dalam shell

= 70,66991 in

Tegangan dari material flange (fa)

= 15.000 psi

Tegangan dari bolting material (fb)

= 20.000 psi

Tipe flange terlihat pada gambar berikut : (Fig.12.24, Brownell&Young)

Gambar F.5. Tipe Flange dan Dimensinya

b.

Perhitungan lebar gasket: do  di

y  P.m y  [ P(m  1)]

Dimana :

(Pers 12.2 Brownell & Young 1959)

do

= diameter luar gasket, in

di

= diameter dalam gasket, in

y

= yield stress, lb/in2 (Fig. 12.11)

m

= faktor gasket (Fig. 12.11)

F-45

Digunakan material gasket yaitu soft steel, dari Fig. 12.11 Brownell & Young 1959 diperoleh : y = 18.000 dan m = 5,5 Sehingga, do 18000  242,55  5,5 = 1,00114  di 18000  [242,555,5  1]

Asumsi bahwa diameter dalam gasket di sama dengan diameter luar shell 70,66991 in, sehingga : do = 1,00114 × 70,66991 in = 71,50125 in

Lebar gasket minimum (N) :

 d  di  N = o   2  71,50125  70,66991  =   2  

= 0,4414 in Digunakan gasket dengan lebar 1/2 in. Keterangan : N = Lebar gasket minimum (in) do = Diameter luar shell (in) di = Diameter dalam shell (in) Diameter gasket rata-rata, G

= di + lebar gasket = 71,91991 in

F-46

c.

Perhitungan beban Dari Fig. 12.12 Brownell & Young 1959 kolom 1 type 1.a bo =

N  0,25 in, 2

b  b o jika b o  0,25

Sehingga, b = 0,25 in Wm2

= Hy =  xbxGxy

(B & Y,1959, pers. 12.88)

= 3,14 x 0,25 x 71,91991 x 18.000 = 1.016.228,26210 lb Keterangan : Hy = Berat beban bolt maksimum (lb) b = Effective gasket (in) G = Diameter gasket rata-rata (in)

Berat untuk menjaga joint tight saat operasi digunakan Persamaan 12.90 Brownell & Young (1959) : Hp

=2bπGmp = 2 x 0,25 x 3,14 x 71,91991 x 5,5 x 40,42500 = 25.105,07236 lb

Keterangan : Hp = Beban join tight (lb) m = Faktor gasket (fig.12.11) b

= Effective gasket (in)

F-47

G = Diameter gasket rata-rata (in) P = Tekanan operasi (psi)

Beban dari tekanan internal dihitung dengan Persamaan 12.89 Brownell & Young (1959) : H=

H

 .G 2 4

P

π.71,91991 4

2

40,42500

H = 164.141,31154 lb

Beban operasi total dihitung dengan persamaan 12.91 Brownell & Young (1959) : Wm1

= H + Hp = 164.141,31154 + 25.105,07236 = 189.246,38390 lb

Berdasarkan perhitungan diatas, diperoleh Wm1 lebih besar daripada Wm2, sehingga beban pengontrol berada pada Wm1 = 189.246,38390 lb. Keterangan : Wm1

= Beban berat bolt pada kondisi operasi (lb)

Wm2

= Beban berat bolt pada kondisi tanpa tekanan dalam (lb)

H

= Total joint contact surface (lb)

F-48

d.

Perhitungan luas baut minimum (minimum bolting area) Dihitung dengan Persamaan 12.92 Brownell & Young (1959) : Am1 

Wm1 189.246,38390  fb 20.000

 9,46232 in 2

Keterangan : Am1 = Total luas bolt pada kondisi operasi (in2)

Perhitungan ukuran baut optimum berdasarkan Tabel 10.4 Brownell&Young (1959) hal.188. Dengan menggunakan ukuran baut = 0,625 in diperoleh data sebagai berikut : Root area

= 0,20200 in2

Bolt spacing standard (BS)

= 3,00000 in

Minimal radian distance (R)

= 0,93750 in

Edge distance (E)

= 0,75000 in

Jumlah baut minimum

=

Am1 root area

= 46,84316

Sehingga digunakan baut dengan ukuran 0,625 in sebanyak 47 buah. Bolt circle diameter, BC = 73,60616 in.

Perhitungan diameter flange luar : Flange OD (A) = bolt circle diameter (BC) + 2 E Flange OD (A) = 75,10616 in

F-49

Cek lebar gasket : Ab aktual

= Nbolt x Root Area = 47 x 0,20200= 9,49400 in2

Lebar gasket minimum : Nmin

=

A b actual f allaw 2yπG

= 0,2236 in (Nmin < 0,5 in, pemilihan baut memenuhi)

e.

Perhitungan moment : 1) Untuk bolting up condition (tanpa tekanan dalam) Beban desain diberikan dengan Persamaan : W

= ½ (Ab + Am1) fa

(Pers. 12.94, B & Y,1959:242)

= ½ (9,49400 + 9,46232 ).20.000 = 119.898,71891 lb Keterangan : W

= Berat beban (lb)

Am1

= Luas baut minimum (in2)

Ab

= Luas aktual baut (in2)

fa

= Allowable stress (psi)

Hubungan lever arm diberikan pada Persamaan 12.101, Brownell & Young (1959) :

F-50

hG

= ½ (C – G) = ½ (73,60616 – 71,91991) = 0,84313 in

Keterangan : hG

= Tahanan radial circle bolt (in)

BC

= Bolt circle diameter (in)

G

= Diameter gasket rata-rata (in)

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

= W x hG = 119.898,71891 lb x 0,84313 in = 101.089,60738 lb-in

2) Untuk kondisi saat beroperasi Beban desain yang diberikan W = Wm1 = 119.898,71891 lb Untuk hydrostatic end force pada permukaan dalam flange (HD) HD

= 0,785 B2p

(Pers. 12.96, B & Y,1959:242)

= 0,785.(71,41991)2. 40,42500 = 161.866,96564 lb Keterangan : HD

= Hydrostatic and force pada area dalam flange (lb)

B

= Diameter dalam flange / OD shell (in)

p

= Tekanan operasi (psi)

F-51

The lever arm, hD (persamaan 12.100 Brownell&Young) hD

= ½ (BC – B) = ½ (73,60616 in – 71,41991 in) = 1,09313 in

The moment, MD (dari persamaan 12.96 Brownell&Young) : MD

= HD x hD = 161.866,96564 lb x 1,09313 in = 176.940,82682 lb-in

Perbedaan antara flange-desin bolt load dengan hydrostatic end force total adalah : HG

= W – H = Wm1 – H = 189.246,38390 lb – 164.141,31154 lb = 25.105,07236 lb

Momen komponen dihitung dengan persamaan 12.98 Brownell&Young: MG

= H G x hG = 25.105,07236 lb x 0,84313 in = 21.166,71413 lb-in

Perbedaan antara hydrostatic end force total dan hydrostatic force end pada luas area dalam flange, HT (Persamaan 12.97, Brownell & Young) :

F-52

HT

= H - HD = 164.141,31154 lb – 161.866,96564 lb = 2.274,34590 lb

Hubungan lever arm, hT (Persamaan 12.102 Brownell & Young, 1959): hT

= ½ (hD + hG) = ½ (1,09313 in + 0,84313 in) = 0,96813 in

The moment (Persamaan 12.97 Brownell&Young, 1959): MT

= HT x hT = 2.274,34590 lb x 0,96813 in = 2201,85112 lb-in

Jumlah moment untuk kondisi saat beroperasi, MO (Persamaan 12.97 Brownell & Young, 1959): MO

= MD + M G + M T = 200.309,39207 lb-in

Sehingga moment saat beroperasi sebagai pengontrol: Mmax

= MO = 10.696.523,8837 lb-in

F-53

f. Perhitungan tebal flange : t =

Y M max

(Persamaan 12.85 Brownell & Young, 1959)

fa B

K = A/B = 75,10616/71,41991 = 1,05161 Dari Fig.12.22 dengan K = 1,05161 (Brownell & Young, 1959) Diperoleh nilai Y = 40 t=

Y M max f B

= 0,78947 in

Sehingga diambil ketebalan flange

= 7/8 in

Bolt t = tebal flange

Gasket

d= diameter

Gambar F.6. Detail untuk Flange and bolt pada Head Reaktor

13.

Berat Reaktor Berat reaktor terdiri dari : a. Berat shell Berat shell = ¼.π.(ODs2 – IDs2).Ls.ρstell

F-54

= ¼.π.((1,81407 m)2 – (1,79502 m)2)(7,3152 m)(7.801 kg/m3) = 3.079,92051 kg

b. Berat head dan bottom Berat head dan bottom

= Vhb. ρstell = (1,0677 m3)( 7.801 kg/m3) = 8.329,1277 kg

c. Berat tube Berat tube = ¼.π.(OD2 – ID2).Ls.ρstell = ¼.π.( (1,81407 m)2 – (1,79502 m)2)(7,3152 m)(7.801 kg/m3) = 165.924,14005 kg

d. Berat aksesoris pada reaktor Nozzle umpan tube Ukuran Nozzle

= 6 in

Berat Nozzle

= 10 lb (Brownell & Young, 1983)

Nozzle produk tube Ukuran Nozzle

= 6 in

Berat Nozzle

= 10 lb (Brownell & Young, 1983)

F-55

Nozzle pendingin masuk shell Ukuran Nozzle

= 6 in

Berat Nozzle

= 10 lb


Nozzle pendingin keluar shell Ukuran Nozzle

= 6 in

Berat Nozzle

= 10 lb


e. Berat material dalam reaktor Berat bahan baku Berat gas

= ¼.π.ID2.Lt.ρgas.Nt =¼.π.(1,79502m)2(7,3152m) x(1,4851 kg/m3)(803) = 22075,98226 kg

Berat katalis Berat katalis

= 11.074,17 kg

Berat pendingin Berat pendingin

= flow area shell (As) x Lt x ρpendingin = (0,19333 m2)(7,31520 m)( 1008,9773 kg/m3) = 1.426,94050 kg

Total berat material dalam reaktor : =(22075,98226 + 11.074,17 + 1426,94050 ) kg = 34.577,09276 kg

F-56

Jadi, total berat reaktor = berat shell + berat head + berat tube + berat material dalam reaktor = 3.079,92051 kg+ 8.329,12770 kg + 165.924,14005 kg + 34.577,09276 kg = 211.928,42491 kg

15. Desain Sistem Penyangga Berat untuk perancangan

= berat total reaktor = 211.928,42491 kg

Reaktor disangga dengan 4 kaki. Kaki penyangga dilas ditengah – tengah ketingggian (50 % dari tinggi total reaktor).

a

A

h

thp

1/2 H

L

tbp

Gambar F.8. Sketsa sistem penyangga Reaktor

F-57



Lug Planning Digunakan kaki (lug) tipe I-beam dengan pondasi dari cor atau beton. Karena kaki dilas pada pertengahan ketinggian reaktor, maka ketinggian kaki: Hlug

=½ H+L = (½.26,58515) + 5 = 18,29258 ft = 219,51316 in

Keterangan : H : tinggi total reaktor 26,58515 ft L : jarak antara bottom reaktor ke pondasi (digunakan 5 ft) 2

1

1

2

Gambar F.9. Kaki penyangga tipe I beam

Dipilih digunakan I-beam 10 in dimensi I-beam : kedalaman beam

= 10 in

Lebar flange

= 4,944 in

(B & Y, App. G, item 2)

F-58

Web thickness

= 0,594 in

Ketebalan rata-rata flange = 0,491 in Area of section (A)

= 10,22 in2

Berat/ft

= 35 lb

Peletakan dengan beban eksentrik (axis 1-1) : I

= 145,8 in4

S

= 29,2 in3

r

= 3,26 in

Peletakan tanpa beban eksentrik (axis 2-2) : I

= 8,5 in4

S

= 3,4 in3

r

= 0,91 in

Cek terhadap peletakan sumbu axis 1-1 maupun axis 2-2 . Axis 1-1 l/r

= 219,51316 in / 3,26 in = 67,33532 (l/r < 120, memenuhi)

(B & Y, 1959:201)

Stress kompresif yang diizinkan (fc): fc

=

18.000   l2  1   2   18.000  r 

(Pers. 4.21, brownell and Young, 1959)

F-59

=

18.000  219,51316 2   1   2   18.000  3,26 

= 14.378,25356 lb/in2 fc <15.000 psi , sehingga memenuhi (Brownell and Young, p.201)

Jarak antara center line kolom penyangga dengan center line shell (a) : a

= ½ x lebar flange + 1,5 = ½ x 4,944 +1,5 = 3,972 in

y

= ½ x lebar flange = ½ x 4,944 = 2,472 in

Z

= I/y = 145,8 / 2,472 = 58,9806 in3

Beban kompresi total maksimum tiap lug (P) :

P Gambar F.9. Sketsa beban tiap lug

F-60

P

=

4 Pw (H  L) Σ W  n D bc n

(Pers. 10.76, B & Y, 1959)

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 cwateran cenderung stabil (Hal.197, Brownell & Young, 1959). P

=

ΣW n

= 466.242,53480 lb / 4 = 116.560,63370 lb Keterangan : Pw

= beban angin total pada permukaan yang terbuka, lbm

H

= tinggi reaktor di atas pondasi, ft

L

= jarak dari fondasi ke bagian bawah reaktor, ft

Dbc = diameter anchor-bolt circle, ft n

= jumlah penyangga, n

ΣW = berat reaktor kosong + berat liquid dan beban mati lainnya, lbm = 466.242,53480 lbm

F-61

Menghitung beban eksentrik : fec

=

P. a Z

=

116.560,63370 x 3,972 58,9806

(Pers. 10.98, B & Y, 1959)

= 7.849,68234 lb/in2

f

= fc – fec = 14.378,24356 lb/in2 – 7.849,68234 lb/in2 = 6.528,56122 lb/in2

Luas penampang lintang : A

=

P f

(Pers. 10.98, Brownell and Young, 1959)

= 7,76259 in2 < A tabel (10,22 in2), sehingga memenuhi.

Axis 2-2 l/r

= 229,3694 in / 0,91 in = 241,22325 (l/r >120, tidak memenuhi)



Lug Planning P

= 116.560,63370 lb

Masing-masing penyangga memiliki 4 baut (bolt)

(B & Y, 1959:201)

F-62

Beban maksimum tiap baut: Pbolt

=

=

P nb 116.560,63370 4

= 29.140,15842 lb

Luas lubang baut : Abolt

=

Pbolt f bolt

=

29.140,15842 12.000

(Pers.10.35, B &Y, 1959)

= 2,42835 in2

Keterangan : fbolt

= stress maksimum yang dapat ditahan oleh setiap baut = 12.000 psi

Digunakan baut standar dengan diameter = 2 1/4 in (Tabel 10.4,B & Y, 1959)

Ketebalan plat horizontal : thp

=

My

=

6 My f allow

 Pbolt  2l  1   1  1   ln 4  e 

dengan : thp

= tebal horizontal plat, in

(Pers.10.41, B & Y, 1959:193)

(Pers.10.40, B & Y, 1959:192)

F-63

My

= bending momen maksimum sepanjang sumbu radial, in-lb

P

= beban baut maksimum, lb = 29.140,15842 lb

A

= panjang kompresi plate digunakan, = ukuran baut + 9 in = 2 1/4 in + 9 in = 11 1/4 in

h

= tinggi gusset = 20 in (Brownell and Young, 1959, p.192)

b

= lebar gusset, in = ukuran baut + 8 in = 2 1/4 in + 8 in = 10 1/4 in

l

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

µ

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

fallow

= stress yang diizinkan = 12,000 psi

γ1

= konstanta dari tabel 10.6 Brownell and Young, 1959

e

= jarak konsentrasi beban = setengah dari dimensi nut, in = ½ x 2 1/4 in = 1,12500 in

Ketebalam plat kompresi: b l

= 10 1/4 in / 6 in = 1,70833 in

F-64

Dari tabel 10.6, Brownell and Young, 1959, diperoleh γ1 γ1

= 0,009683

My

=

29.140,15842  1  0,3 ln 2  6  1  0,0968  4   0,8125  

= 5.779,34496 lb-in thp

=

6 5.779,34496 12.000

= 1,35992 in (digunakan plat standar 1 1/2 in)

Ketebalan gusset tg

= 3/8 x thp

(Pers.10.47, B & Y, 1959)

= 3/8 x 1 1/2 = 9/16 in dipilih tebal standar = 9/16 in = 0,56250 in l=6" A=10 5/8" 2 1/4 "

h=20"

tg=9/16"

b=9 5/8"

h=20"

1 1/4 “ 2 1/4 “ a=3,972"

Gambar F.10. Detail Lug

F-65

Base Plate Planning Digunakan I- beam dengan ukuran 10 in dan 35 lb/ft Panjang kaki (Hlug)

= 18,29258 ft

Sehingga berat satu lug

= 18,29258 ft x 35 lb/ft = 640,24020 lb

Beban base plate Pb

= berat 1 lug + P = 640,24020 lb + 116.560,63370 lb = 117.200,87390 lb le

n

pa

0,95 h b

m



0,8 fw

Gambar F.11. Sketsa area base plate

Base plate area : Abp

=

Pb f

=

117.200,87390 300

= 215,04748 in2

(= Abp min)

F-66

Dengan: Pb = base plate loading f

= kapasitas bearing (untuk cor, f = 300 psi)

Untuk posisi lug 1-1 Abp

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

dengan : fw = lebar flange (4,944 in) hb = kedalaman beam (10 in) m = n (diasumsikan awal)

Abp

= (0,8 x 4,944 + 2n)(0,95 x 10 + 2m)

215,04748 in2

= (0,8 x 4,944 + 2n)(0,95 x 10 + 2m)

Didapat nilai n

= 4,4212 in

maka, le

= (0,8 x 4,944) + (2 x 4,4212) = 12,37920 in

pa

= (0,95 x 10) + (2 x 4,4212) = 17,92400 in

umumnya dibuat pa = le, maka dibuat pa = le = 12,37920 in

Abp,baru

= 1e x p a

F-67

= 12,37920 x 12,37920 = 153,24459 in2 nbaru

=

(1e  0,8. f w ) 2

=

12,37920  0,8  4,944 2

= 4,21200 in mbaru

=

p a  0,95.hb  2

=

12,37920  0,95  10 2

= 1,43960 in

Tekanan aktual, Pa : Pa

=

=

Pb A bp,baru 117200,87390 153,24459

= 764,79615 psi

Tebal base plate: tbp

= (0,00015 x Pa x n2)1/2 = (0,00015 x 764,79615 x 4,4212 2)1/2 = 1,42662 in (digunakan plat standar 1 1/2 in)

F-68

Perancangan Pondasi Perancangan pondasi dengan sistem konstruksi 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.

Berat vesel, termasuk perlengkapannya yang diterima oleh : I-Beam pada kondisi operasi

= 466.242,53480 lbm

Berat I-Beam yang diterima oleh base plate = 117.200,87390 lbm Jadi berat total yang diterima oleh pondasi

+

= 583.443,40870 lb

Digunakan tanah dengan ukuran : Luas bagian atas (a)

= 5.100,80288 in2 (71,41991 in x 71,41991 in)

Luas bagian bawah (b)

= 5.840,00193 in2 (76,41991 in x 76,41991 in) = 40,55557 ft2

Tinggi pondasi

= 30 in

Volume pondasi

= 1/3 x tinggi pondasi x ((a+b) + (axb)1/2 ) = 163.987,07205 in3 = 94,89993 ft3

Berat pondasi (W)

= V x densitas beton = 94,89993 ft3 x 140 lb/ft = 13.285,98963 lb

F-69

Jadi berat total yang diterima tanah adalah Wtot

= Berat total yang diterima pondasi + berat pondasi = 583.443,40870 lb + 13.285,98963 lb = 596.729,39833 lb

Tegangan tanah karena beban (T) = P/F < 10 ton/ft2 Keterangan : P = Beban yang diterima tanah (lb) F = Luas alas (ft2) Jadi tegangan karena beban (г) : Г

=

Wtot b

=

596.729,39833 40,55557

= 14.713,87072 lb/ft2 = 6,56869 ton/ft2 < 10 ton/ft2

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

LAMPIRAN F TUGAS KHUSUS REAKTOR (RE-201)

Recommend Documents