F-1

F-26

n. Menentukan Ukuran Pipa Pemasukan dan Pengeluaran a) Pipa feed

Tabel F.10. Densitas Liquid pada suhu umpan 344,47 K: Komponen Feed (kg/jam) wi ρkg/m 3 _wi/ρ µ (Pa.s) Wi/µ C7H6O3 153,928 0,0350 981,3754 0,0000 0,0038 9,2531 CH3OH 2528,521 0,5745 732,8170 0,0008 0,0003 1.665,6838 C8H8O3 1533,507 0,3484 974,9133 0,0004 0,0012 293,3095 H2O 185,068 0,0421 876,7311 0,00005 0,0004 94,4837 H2SO4 532,651 0,1210 3.565,8368 0,00003 0,0076 16,0054 Total _{4.401,0235 1,0000 3.565,8368 0,0012} 0,0058 2.062,7301 i w_i mix ρ Σ 1 ρ  = 816,3169 kg/m3 µmix = = 4,8479E-04 Pa.s = 4,8479E-01 cp Temperatur = 71,32 oC (344,47 K)

Laju alir massa, G = 4.401,023 kg/jam = 1,2225 kg/s

Diameter optimum (D_i,optimum) :

optimum i D_, = 366 G0,53.μ0,03. ρ-0,37 (Coulson 5.13 Vol. 6., 1983) = 0,53 0,03 0,37 ) 3169 , 16 8 ( ) 04 -4,8479E ( 2225 , 1 366 x x  = 27,0875 mm = 1,0664 in





B B x x

Dipilih spesifikasi pipa (Kern, 1965, Tabel 11, hal.844) :

Nominal pipe standar (NPS) = 1,25 in

Schedule number = 40 (standar)

ID = 1,380 in = 0,0351 m

OD = 1,660 in

A = 1,5 in2 = 0,0010 m

b) Pipa Gas Keluar dari Puncak Menara ρ = (BM .P)/(R.T)

P = 1 atm

R = 0,08026 m3.atm/kmol.K

Tabel F.11. Densitas dan Viskositas Gas Keluar dari Puncak Menara Komponen Vapor (kg/jam) Wi ρkg/m 3 _wi/ρ µ (Pa.s) Wi/µ C7H6O3 0,0000 0,0000 4,9794 0,0000 0,00378 0,0000 CH3OH 2.515,8782 0,9996 1,1546 0,8657 0,00034 2.898,1443 C8H8O3 0,0000 0,0000 5,4846 0,0000 0,00119 0,0000 H2O 0,9253 0,0004 0,6495 0,0006 0,00045 0,8261 H2SO4 0,0000 0,0000 3,5361 0,0000 0,00756 0,0000 Total 2.516,8036 1,0000 12,2681 0,8663 0,0058 2.898,9704 Temperatur = 64,5952 oC (337,7452 K)

Laju alir massa, G = 2.516,8036 kg/jam = 0,6991 kg/s Densitas gas campuran (_v)

i wi mix ρ Σ 1 ρ  (Coulson, 1983, pers.8.2) = 1,1543 kg/m3

F-27

Keterangan : v

 = Densitas uap campuran (kg/m3) P = Tekanan (atm)

R = Konstanta gas (m3.atm/kgmol.K) T = Temperatur (K). μ gas = 3,4495-04 Pa.s = 3,4495E-01 cP Diameter Optimum : optimum i D_, = 366 G0,53.μ0,03. ρ-0,37 (Coulson 5.13 Vol. 6., 1983) = 366



0,6991



0,53x



3,4495-04



0,03x



1,1543



0,37 = 226,0285 mm = 8,8988 in

Dipilih spesifikasi pipa (Kern, 1965, Tabel 11, hal.844) :

Nominal pipe standar (NPS) = 10 in Schedule number = 40 (standar)

ID = 10,02 in = 0,2545 m

OD = 10,75 in

F-28

c) Pipa Cairan Refluks di Puncak Menara

Tabel F.12. Densitas dan viskositas cairan refluks di puncak menara. Komponen Refluks (kg/jam) Wi ρkg/m 3 _wi/ρ µ (Pa.s) Wi/µ C7H6O3 0,0000 0,0000 1.386,9750 0,0000 0,00378 0,0000 CH3OH 1.281,7038 0,9996 749,0883 0,0013 0,00034 2.898,1443 C8H8O3 0,0000 0,0000 1.139,4548 0,0000 0,00119 0,0000 H2O 0,4714 0,0004 981,1847 0,0000 0,00045 0,8261 H2SO4 0,0000 0,0000 1.833,1849 0,0000 0,00756 0,0000 Total 1.282,1752 1,0000 0,001335 0,0058 2.898,9704 Temperatur = 64,5952oC (337,7452K)

Laju alir massa, G = 1282,1752 kg/jam = 0,3562 kg/s

i w_i mix ρ Σ 1 ρ  = 749,1534kg/m3 μmix = 3,4495E-04 Pa.s

= 0,3450 cP

Diameter optimum (D_i,optimum) :

optimum i D_, = 366 G0,53.μ0,03. ρ-0,37 =





0,53





0,03





0,37 749,1534 04 -E 3,4495 0,3562 366 x x  = 14,4011 mm = 0,5670 in

Dipilih spesifikasi pipa (Kern, 1965, Tabel 11, hal.844) :

Nominal pipe standar (NPS) = 0,75 in Schedule number = 40 (standar)

ID = 0,8240 in

OD = 1,05in

F-29

d) Pipa Cairan Keluar dari Dasar Menara

Tabel F.13. Densitas dan Viskositas Cairan Keluar dari Dasar Menara Komponen Bottom (kg/jam) wi ρkg/m 3 _wi/ρ µ (Pa.s) Wi/µ C7H6O3 153,9278 0,0817 1.306,8371 0,0001 0,0004 196,0756 CH3OH 12,6426 0,0067 680,3902 0,0000 0,0002 27,5860 C8H8O3 1.533,5069 0,8139 1.081,1990 0,0008 0,0003 2.920,5494 H2O 184,1426 0,0977 929,3250 0,0001 0,0002 437,8171 H2SO4 532,6509 0,2827 1.822,1368 0,0002 0,0012 243,3297 Total 1.884,2200 1,0000 0,000930 0,0012 3.582,0282 Temperatur = 125,4702 oC (398,6202 K) Laju alir massa, G = 1.884,22 kg/jam = 0,5234 kg/s

i w_i mix ρ Σ 1 ρ  = 1074,9441 kg/m3 μmix = 2,7917E-04 Pa.s

= 0,27917 cP

Diameter optimum (D_i,optimum) :

optimum i

D_, = 366 G0,53.μ0,03. ρ-0,37

= 366



0,5234



0,53x



2,7917E-04



0,03x



1074,9441



0,37

= 14,8965 mm = 0,5865 in

Dipilih spesifikasi pipa (Kern, 1965, Tabel 11, hal.844) :

Nominal pipe standar (NPS) = 0,75 in Schedule number = 40 (standar)

ID = 0,8240 in

OD = 1,050 in

F-30

e) Pipa vapor keluaran Reboiler ρ = (BM .P)/(R.T)

P = 1,5 atm

R = 0,08026 m3.atm/kmol.K

Tabel F.14. Densitas dan Viskositas vapor keluaran Reboiler Komponen vapor reboiler

(kg/jam) wi ρkg/m 3 _wi/ρ µ (Pa.s) Wi/µ C7H6O3 435,3762 0,0817 4,2190 0,0194 0,0004 196,0668 CH3OH 35,8397 0,0067 0,9783 0,0069 0,0002 27,6471 C8H8O3 4.337,3747 0,8138 4,6470 0,1751 0,0003 2.920,3756 H2O 521,0590 0,0978 0,5503 0,1777 0,0002 437,9840 H2SO4 1.509,5923 0,2832 2,9961 0,0945 0,0012 243,8064 Total 5.329,6495 1,0000 0,3790 0,0012 3.582,0735 Temperatur = 125,4702 oC (398,6202 K)

Laju alir massa, G = 5.329,6495 kg/jam = 1,4805 kg/s Densitas gas campuran (_v)

i wi mix ρ Σ 1 ρ  = 2,6384 kg/m3

μ gas = 2,7917E-04 Pa.s = 0,27917 cP

Diameter optimum (D_i,optimum) :

D_i,optimum = 366 G0,53.μ0,03. ρ-0,37

= 366



1,4805



0,53x



2,7917E-04



0,03x



2,6384



0,37

F-31

Dipilih spesifikasi pipa (Kern, 1965, Tabel 11, hal.844) :

Nominal pipe standar (NPS) = 10 in Schedule number = 40 (standar)

ID = 10,98 in

OD =11,25 in

A = 110 in2

1.) Menghitung Tebal Isolasi Distilation Column a.) Bahan Isolator

Isolator yang digunakan adalah asbestos and bonding karena temperatur operasi di dalam distilasi besar, memiliki konduktivitas termal yang kecil sehingga efektif sebagai isolator. Sifat-sifat fisis (Walas,Tabel.8.20,1988) :

Konduktivitas termal (k) = 0,053Btu/hr.ft oF Densitas () = 18 lb/ft3

Perpindahan panas yang melewati dinding menara adalah perpindahan panas dari sinar matahari secara radiasi, panas dari udara luar secara konveksi, kemudian melalui dinding isolasi dan dinding tangki secara konduksi.

F-32

b.) Bahan Konstruksi Distilasi

Bahan konstruksi adalah carbon steel. (Perry, 1984). Perpindahan panas konduksi dalam silinder berlapis yang disusun seri seperti gambar berikut adalah: r1 r1 r3 r1 r2 T2 T1 T3 Tu r2 r3

Gambar F.7. Sistem isolasi menara.

Perpindahan panas melalui tiap lapis tahanan dihitung dengan hukum Fourier dan A = 2πrL, diperoleh: 2 2 3 1 1 2 u 1 k r r ln k r r ln ) T T ( L 2 Q                 (Holfman, 1997, pers.2-9)

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



c r



3 2 2 3 1 1 2 u 1 r h h 1 k r r ln k r r ln ) T T ( L 2 Q                   (Holman, 1997, pers.2-12)

Jika diaplikasikan dalam perhitungan perancangan tangki maka diperoleh: Q =



h h



(r x ) 1 k r x r ln k r r ln ) T T ( L 2 is 2 r c is 2 is 2 p 1 2 u 1                    Keterangan : xis = Tebal isolasi (ft )

F-33

r1 = Jari–jari dalam tangki (ft) r2 = Jari–jari luar tangki (ft) r3 = Jari – jari luar isolasi (ft)

T1 = Temperatur permukaan tangki bagian dalam (oF) T2 = Temperatur permukaan tangki bagian luar (oF) T3 = Temperatur luar isolasi (oF)

Tu = Temperature udara (oF)

kp = Konduktivitas termal tangki (Btu/hr.ft oF) kis = Konduktivitas termal isolasi (Btu/hr.ft oF)

hc = Koefisien konveksi (Btu/hr.ft2oF) hr = Koefisien radiasi (Btu/hr.ft2oF)

Untuk menghitung perpindahan panas dari luar ke dalam shell, harus dihitung terlebih dahulu temperatur kesetimbangan radiasi pada permukaan dinding luar yang terkena sinar matahari pada temperatur udara lingkungan sekitar shell. Pada keadaan kesetimbangan radiasi, jumlah energi yang terabsopsi dari matahari oleh suatu material sama dengan panjang gelombang radiasi yang bertukar dengan udara sekelilingnya (J. P. Holman, 2002, 9th ed). Temperatur permukaan dinding luar dihitung dengan persamaan berikut:



4



surr 4 . temp low sun sun T T A q _{   }       (J P Holman, 1979, 6th ed) Keterangan ; sun A q      

= Fluks radiasi matahari (W/m2)

αsun = Absorptivitas material untuk radiasi matahari αlow. temp = Absorptivitas material untuk radiasi pada 25oC

F-34 σ = Konstanta Boltzman = 5,669 x 10-8       4 2 K m W

Tsurr = Temperature lingkungan (udara)

Data perhitungan : r1 = 20 in (1,67ft) r2 = 20,2500 in (1,6875 ft) T1 = 398,6202 K (257,8464 oF) Tu = 35oC (308,15K; 95,0000 oF) kp = 25,7305 Btu/hr.ft2oF kis = 0,0530 Btu/hr.ft2oF L = 22,4436 m (73,6336 ft)

c.) Temperatur isolasi permukaan luar :

Isolasi yang digunakan akan di lapisi dengan cat (pigmen) berwarna putih. Berdasarkan Tabel 8.3 (Holman,1979), diperolah data :

sun A q       = 500 W/m2 surya  = 0,18 rendah suhu  = 0,8 σ = 5,669 10-8       4 2_K m W







4 4 4



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

F-35

T3 = 323,8620 K

= 50,7120 oC

= 123,2816 oF (temperatur pemukaan luar isolasi)

d.) Panas yang hilang dari dinding isolasi ke udara: (1) Koefisien perpindahan panas radiasi





2 1 4 4 T T T T h i u r _   =



 

 



          u u T T T T 3 4 4 3/100 /100 676 , 5  (Geankoplis,pers.4.10-10,1979) = 15 , 308 8620 , 323 ) 100 / 15 , 308 ( ) 100 / 8620 , 323 ( ) 676 , 5 ( ) 55 , 0 ( 4 4   = 3,9429 W/m2.K = 0,6944 Btu/hr.ft2 oF Keterangan :

hr = Koefisien perpindan panas secara radiasi (W/m2 oK) ε = Emisivitas bahan isolator

T3 = Temperatur permukaan luar isolator (oK) Tu = Temperatur udara (oK)

(2) Koefisein perpindahan panas konveksi Tf = ½ (T3 + Tu)

= ½ (323,8620 + 308,15) = 316,0060 K

F-36 ρf = 1,1201 kg/m3 Cpf = 1,0056 kJ/kg K µf = 1,923x10-5 kg/m.s kf = 0,0274 W/m K β = 3,1714x10-5 K 1 2 2 3 μ Δ β ρ g T L N_Gr  ( SI ) (Geankoplis, 1993, Pers.4.7-4) =

























2 1 5 2 3 3 . / 00002 , 0 15 , 308 8620 , 323 10 . 1714 , 3 / 8067 , 9 / 1201 , 1 8,1909 s m kg K K s m m kg m    o = 9,106 E+09 k C NPr  p. (Geankoplis, Pers.4.7-4.1993) =









K m W s m kg K kg kJ o o . / 0274 , 0 . / 00002 , 0 . / 0056 , 1 = 0,70446 Pr N N N_Ra  _Gr (Geankoplis, Pers.4.7-4.1993) = 9,106 E+09 0,70446 = 6,415E+09

Berdasarkan Tabel 4.7-2 (Geankoplis,1993, hal. 256), untuk silinder vertikal dan NRa = > 109 , maka koefisien perpindahan panas konveksi dirumuskan sebagai berikut : _{h 1,24. T}1/3 c   = 1,24



T₃T_u



1/3 =





1/3 15 , 308 8620 , 323 24 , 1 

F-37 = 3,1057 W/m2.K = 0,5469 Btu/hr.ft2.oF (hc + hr) = (0,5469 + 0,6944) Btu/hr.ft2.oF = 1,2413 Btu/hr.ft2.oF qr = (hc +hr) 2 π r3 L (T3 – Tu) = (1,2413 Btu/hr.ft2.oF) (2) (3,14) (r3) (73,6336 ft) (123,2816 – 95)oF = 16.234,1288 r3………..(1)

Panas yang keluar lewat dinding : qc



c r



3 2 2 3 1 1 2 u 1 r h h 1 k r r ln k r r ln ) T T ( L 2                  

  







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





3 3 1,2413 1 0530 , 0 0208 , 2 ln 0,0004 4.772,6942 r r          ……….(2) Perpindahan panas konduksi sama dengan perpindahan panas konveksi dan radiasi, sehingga : qr = qc 13783,8236 r3





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

Dengan substitusi pers. (1) ke (2) maka diperoleh nilai diameter isolator (r3 ) adalah 2,8646 ft

F-38 Tebal isolasi (xis) xis = r3 – r2 = 2,8646 ft – 2,7708 ft = 0,0937 ft = 1,125 in = 2,8575 cm q loss = (hr + hc)Ta.π. r3 . L . (Ti - Tu) = 5276,6838 Btu/jam

e. Panas Hilang dari Head dan Bottom

Assumsi : * Tebal isolasi head sama dengan tebal isolasi dinding * (hr + hc) head sama dengan (hr + hc) dinding silinder * Luas head sama dengan luas bagian atas silinder Persamaan panas hilang dari head menara:

q = (hr + hc). A. (Ti – Tu) A = Surface of head

= 0,842 D2 (Tab 18.5, Wallas, 1990:627) = 31,9764 ft2

Jadi panas yang hilang dari head menara distilasi adalah :

q = (1,2413 Btu/ft2.jam.oF). (31,9764 ft2).( 28,2816oF) = 1.122,5949Btu/jam

Panas total yang hilang ke lingkungan:

q = Panas hilang dari dinding menara + (2 x panas hilang dari head) = 5726,6838 Btu/jam + (2 1.122,5949 Btu/jam)

F-39

2.) Pengaruh Angin dan Gempa Terhadap Ketebalan Shell Menara

Perhitungan awal tebal shell dan head menara telah dilakukan. Menara cukup tinggi sehingga perlu dicek pengaruh angin dan gempa,

Spesifikasi menara:

OD shell = 40 in = 3,3 ft

Tinggi menara = 26,8728 ft = 322,4738 in Tekanan operasi = 1,0 atm

Bahan konstruksi = stainless steel SA-167 Grade 11 tipe 316 Tinggi skirt = 10,0000 ft Tebal isolasi = 0,0937 ft = 1,125 in = 2,8575 cm Diameter,d = OD + 24 OD + 2 sf + 2 icr ₃ = 40 + 24 40_{+ 2(2) +} 3 2 (3,25) = 48,5833 in Beban head = 4 2 t d  1728   = 4 25 , 0 48,5833 14 , 3  2x 1728 490  = 164,19 lb

F-40 Up wind f_wx atau f_sx f_dx f_ap f_wx atau f_sx Down wind f_dx f_ap

Gambar F.8. Kombinasi stress pada menara distilasi. a.) Pemeriksaan tebal shell

(1) Stress pada kondisi operasi

(a) Perhitungan stress aksial dalam shell di = 40 in ts = 0,3125 in Pdesain = 17,6352psi



t c



d P f s ap _{ }   4 (Pers. 3.13, Brownell, 1959)



0,3125 0,125



4 40 17,6352     ap f = 940,544psi keterangan :

fap = stress aksial shell, psi d = diameter dalam shell, in p = tekanan desain, psi ts = tebal shell menara, in c = corrosion allowance, in

(b) Perhitungan berat mati (dead weights)

Shell

F-41

Do = Diameter luar shell = 3,3854 ft (tanpa isolator) Di = Diameter dalam shell = 3,3 ft

ρs = densitas shell = 490 lb/ft3 X D D Wshell .( o i). s. 4 2 2   _  (Pers. 9.1, Brownell, 1959)(F.60) Wshell = 112,8574 X (lb)

fdead wt shell = 3,4 X (Pers. 9.3a, Brownell, 1959) X = jarak dari puncak ke bawah, ft

Isolator

Diketahui :

Dins = diameter termasuk isolator = 3,4531ft Wins = berat isolator

ρin = densitas isolator = 18 lb/ft3 tins = tebal isolator

= 0,0937 ft = 1,1250 in ins ins ins ins D Xt W  . . . . 12 2  (Pers. 9.2, Brownell, 1959) Wins = 63,1827X (lb) fdead ins. = ) ( 144 . . c t t X s ins ins  

(Pers. 9.4a, Brownell, 1959)

fdead wt ins. = 0,75X Attachment Wt isolasi = π.(do2 - di2).L/4 = 3,14 x (3,3842 – 3,3 2) x 4 872 , 26

F-42

= 7,3819 lb/ft Wt top head = 164,19 lb

Wt tangga = 25 lb per ft (pp.157 , Brownell, 1959) Wt over head vapor line = 28,56 lb per ft (App.K, Brownell, 1959) Total Wt = 164,19+ 60,9419 X

Dari Pers. 9.6, Brownell and Young, 1959 : Dm = diameter shell = 3,3854ft (tanpa isolator) ts = 0,2500 in fdead wt attachment . = c) .(t .D 12. Σ s m 



s attachment of Weight = ) 125 , 0 2500 , 0 ( 3,3854 12 60,9419X + 164,19     = 6,8647 + 2,5480 X

Berat Tray + liquid (Dibawah X = 4 ) dihitung sebagai berikut : 1 2 1 2 4 _{ }        _  X X n

fdead wt (liquid + trays) =









c t D D x x X c t D wt trays liquid s m m s m              _     . . . 12 4 . 25 1 2 . . . 12 ) (    = 2,7778       _ 1 2 X = 1,3889 X - 2,7778

Wt tray = 25 lb per ft (pp.157, Brownell and Young, 1959)

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

F-43

(2) Perhitungan stress karena beban angin

Pangin = 25 lb/ft2 (Tabel 9.1 Brownell, 1959) fwx =



t c



d X d s o eff  2 2 . 89 , 15 (Pers. 9.20, Brownell, 1959)

deff = diameter efektif shell untuk beban angin, in = kolom yang diisolasi + tangga

= 42,8750 in fwx = 2,2016X2

(3) Perhitungan stress gabungan pada kondisi operasi (a) Kombinasi stress dalam pengaruh angin

 Up wind side, f tensile

ft(max) = fwx + fap - fdx (Pers. 9.78, Brownell, 1959) = 2,2016 X2 -8,0868 X + 936,4571

f = 17000 psi

E = 0,8 (double welded butt joint : Brownell & Young, 1959) fallowable = f x E = 13600 psi fallowable = ft(max) 13600 = 2,2016X2 -8,0868 X + 936,4571 0 = 2,2016X2 -8,0868 X -12.663,5429 X2 = a = 2,2016 X = b = -8,0868 c = -12.663,5429 x1 = 77,7004ft

F-44

x2 = -74,0273 ft

 Down wind side, f compresi, (fc)

fc(max) = fwx - fap + fdx (Pers. 9.80, Brownell, 1959) = 2,2016 X2 -8,0868 X + 936,4571

dari stabilitas elastis, dengan pers:

fc = 1,5 x 106 (t/r) < 1/3 y.p (Pers. 2,25, Brownell, 1959) keterangan :

t = ketebalan shell = 0,3125 in r1 = jari-jari dalam shell = 33,0000 in

yield point = 50.000 psi (Tab.3.2, Brownell and Young, 1959)

1/3.y.p = 16.666,6667 psi

fc = 14.204,5455 psi ≤ 16.666,66667 psi

karena fc lebih kecil dari 1/3 y.p, maka digunakan fc = 14.204,5455 psi

fc = fc(max) 14.204,5455 = 2,2016 X2 +8,0868 X + -936,4571 0 = 2,2016 X2 +8,0868 X + -15.141,0025 X2 = a = 2,2016 X = b = 8,0868 c = -15.141,0025 x1 = 81,1129ft x2 = -84,7861 ft

F-45

(4) Stress pada kondisi ereksi

Kondisi ereksi yaitu kondisi tower kosong, tanpa tray, tanpa insulasi, tanpa tekanan, pipa uap, dan hanya dipengaruhi oleh beban angin.

(a) Perhitungan stress karena beban mati (fdw)  Upwind side,

fdead wt shell = 3,4000 X (Pers. 9.3a. Brownell, 1959) beban mati lain:

Wt top head = 164,19 lb

Wt tangga = 25,0000 lb per ft

Wt over head vapor line = 28,5600 lb per ft (+) Total = 53,5600 X + 164,19 fdeadwt attachment , = ) .( . . 12 D t c Attachment of Weight s m    (Pers.9.6, Brownell, 1959)(F.73) fdead wt attachment = 6,8647+ 2,2393 X fdw = fdead shell + fdead attach.

= 5,6393 X + 6,8647

(b) Perhitungan stress karena angin deff = 42,8750 in fwx =



t c



d X d s o eff  2 2 . 89 , 15 = 2,2016X2

(c) Perhitungan stress gabungan pada kondisi ereksi parsial  Upwind side

F-46 = 2,2016X2 – 2,2393 X – 6,8647 f = 17000 E = 0,8000 fallowable = f x E = 13600 psi fallowable = ft(max) sehingga:

13600 = 2,2016X2 – 2,2393 X – 6,8647 0 = 2,2016X2 – 2,2393 X – 13.606,8647 X2 = a = 2,2016 X = b = – 2,2393 c = – 13.606,8647 X1 = 79,1259 ft X2 = -78,1087 ft

(d) Pemeriksaan terhadap stress karena gempa

Untuk ketinggian total menara (vessel + skirt ) 36,8728 ft, berat menara plus

attachment, liquids, dan lainnya dapat dihitung dengan mengalikan compressive stress total terhadap berat dengan luas permukaan penampang menara

fdw shell = 49,9800 psi fdw ins = 118,8766 psi fdw attach = 956,7884 psi fdw tray + liquid = 21,8056 psi +

F-47

Berat menara pada kondisi operasi

ΣW = fdw(total) π d ts (Brownell, 1959, hal,177) = 1.147,4505 psi x 3,14 x 3,3 ft x 0,3125 ft

= 312,76 lb

Wavg = 8,4821 lb per ft

 Berat menara pada kondisi ereksi Perhitungan fdw pada saat ereksi

fdw shell = 49,9800 psi fdw attach = 35,1573 psi + fdw total = 85,1373 psi ΣW = fdw(total) π d ts = 85,1373psi x 3.14 x 3,3 ft x 0,3125 ft = 23,2058 lb 5. Vibration

Vibrasi ditemui pada menara tinggi. Perioda dari vibrasi pada menara tinggi harus dibatasi, karena vibrasi yang berlangsung dalam perioda yang cukup lama akan menimbulkan suatu kerusakan pada menara.

periode vibrasi: T = 2 / 1 2 5 10 65 , 2               t D w D H (Pers. 9.68. Brownell, 1959) = 0,0136 s Keterangan : T = periode vibrasi, s

F-48

H = tinggi menara total = 36,8728 ft D = diameter menara = 3,4531 ft w = berat menara = 8,4821 lb/ft

ts = tebal shell menara (tebal shell + tebal isolator) = 1,4375 in dari tabel 9.3 Brownell and Young untuk zone 1 & T < 0,0136s diperoleh, C = 0,05

 Momen karena gempa

Msx =   2 2 3 4 H X H WX C  (Pers. 9.71. Brownell, 1959) keterangan : Msx = momen bending, lb

C = koefisien seismik = 0,05 (Tabel 9.3. Brownell, 1959) H = tinggi menara total = 36,8728 ft

W = berat menara = 312,76 lb

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

Msx =   2 2 3 4 H X H WX C  Msx = 2.782,3842lb

 Stress karena gempa, fsx

fsx =





c t r M s sx  2 π (Pers. 9.72. Brownell, 1959) = 4,3397psi

F-49

 stress karena angin: fwx = 2,7426 X2

= 0,5595 x (26,872)2 ft = 1589,8877 psi

fwx > fsx, maka fwx yang mengontrol dan perhitungan pengecekan tinggi menara benar.

b.) Desain Stiffening Ring Untuk cylindrical shell ) t / Do ( 3 B 4 Pa  (hal 32, Megyesy, 1983) Keterangan :

Pa = Maksimum working pressure yang diizinkan, psig Do = diameter luar (termasuk isolasi) = 41,4375 in L = panjang dari vessel section, in

= (panjang vessel tanpa head + 2 (tinggi dish-(tinggi dish/3)) = 327,2488 in

t = ketebalan dinding vessel(tebal shell + tebal isolator = 1,4375 in

Menentukan nilai B, diketahui nilai dari : P (tekanan desain luar) = 17,6352 psi L / Do = 7,8974

Do / t = 28,82

F-50

toperasi berkisar antara 148,2713 oF (temperatur top) dan 257,8464 oF (temperatur

bottom)

t operasi = 203,0589 oF, grafik hal 43 (Megyesy), B =12.500 Jadi, Pa = 578,1798 psig

Karena nilai dari maximum allowable design pressure lebih besar dari design

pressure maka tidak diperlukan pemasangan stiffeners, namun untuk

mengantisipasi keadaan vacuum pada saat pengosongan kolom (biasanya saat

shut down), maka pada bagian atas menara dipasang valve yang dihubungkan

dengan alat kontrol tekanan.

3.) Peralatan Penunjang Kolom Distilasi a.) Desain Skirt Support

Skirt adalah penyangga yang digunakan dan paling aman untuk menyangga

vertikal vessel. Skirt disatukan dengan vessel menggunakan pengelasan kontinyu (continous welding), ukuran pengelasan ditentukan berdasarkan

F-51

ketebalan skirt. Ketebalan dari skirt harus mampu untuk menahan berat mati dan bending moment dari vessel. Ketebalan skirt harus lebih dari 6 mm.

Momen pada base

(Megesy, 1983) Keterangan :

Pw = wind pressure = 25 lb/ft2(Tabel 9.1 Brownell and Young, 1959) Dis = diameter vessel dengan isolatornya = 3,4531ft H = tinggi menara total = 26,8728 ft

hl = lever arm = H/2 = 13,4364 ft

Momen pada base (M) adalah= 25 lb/ft2 x 3,4531 ft x 26,8728 ft x 13,4364 ft = 31.170,8574 ft.lb

Momen pada ketinggian tertentu (batas antara penyambungan skirt) ) .h .D 0.5.P (V h M M_T   _T  _{w is T} (Megesy, 1983) V = total shear = 2.319,88 lb hT = ketinggian skirt = 10 ft

Momen pada batas penyambungan skirt

MT = 31.170,8574 x 10 x (2.319,88 – (0,5 x 25 x 3,4531 x10) = 12.288,4635 ft.lb l is w D Hh P M  . . .

F-52

Menentukan tebal skirt

E S π D W E S π R M 12 t ₂ T          (Megesy, 1983)

Do = Diameter luar skirt, skirt dibuat bentuk cylindrical skirt = 41,4375 in E = Effisiensi penyambungan kolom & skirt = 0,6 (butt joint welding) MT = Momen pada penyambungan skirt&vessel = 12.288,4635 ft.lb R = Radius luar dari skirt = 20,7187 in

S = Nilai stress dari head atau material skirt menggunakan bahan stainless steel = 15.000 psi

W = Berat kolom (pada kondisi beroprasi) 312,76 lb

t = ketebalan skirt = 0,0124 in (digunakan t = 0,1875 in) > 0,1875 in (memenuhi)

tebal skirt Butt Weld

F-53

b.) Desain Anchor Bolt

Vertikal vessel harus merekat erat pada concrete fondation, skirt atau yang lain dengan anchor bolt dan base (bearing) ring. Jumlah anchor bolt harus 4 atau kelipatannya untuk setiap vertikal vessel, pada vessel yang tinggi sebaiknya menggunakan 8 buah anchor bolt. Agar merekat kuat pada concrete fondation,

anchor bolt sebaiknya tidak dipasang terlampau dekat, yakni tidak kurang dari 18

in. Pada vessel diameter kecil agar jarak minimal dari anchor bolt terpenuhi, sebaiknya menggunakan conical skirt atau wider base ring with gussets, atau

anchor bolt chair.

Menentukan Maximum Tension

B B C W A M T 12  (Megesy, 1983) keterangan :

M = Momen pada base ring berdasar tekanan angin = 31.170,8574 ft.lb W = Berat vessel (pada ereksi) = 23,2058 lb

Diameter luar skirt = 41,4375 in.

Diameter tempat bolt-bolt dipasang diassumsikan sebesar 42 in (Megyesy, 1983) As = Area di dalam lingkaran bolt

F-54

CB = Circumference pada lingkaran bolt = 188,4000 in

Tension maksimum pada bolt = 132,2372 lb/lin-in

Menentukan area bolt

.N S T.C B B B 4  (Megesy, 1983) keterangan :

T = Maximum tension dari bolt = 132,2372lb/lin-in SB = Maximum allowable stress value dari material

bolt menggunakan bahan SA 307 = 15.000 psi (Megesy, 1983) CB = Circumference pada lingkaran bolt = 188,4000 in

N = jumlah dari anchor bolts = 12 buah (dari tabel B, Megyesy, 1983)

diperlukan bolt area = 0,1384 in2. Dipakai bolt area seluas = 3,0200 in2

F-55

maka : ukuran bolt = 2,25 in

bolt root area = 0,1384 in2

faktor korosi = 0,1250 in2 + 0,2634 in2

Bolt area yang digunakan seluas (B4)= 3,0200 in2 sehingga digunakan 12 buah bolt berukuran 2,25 in l3 = 2,2500 in

l2 = 2,7500 in

Desain anchor bolt chair

Pada menara distilasi, anchor bolt didesain dengan menggunakan chair agar lebih kuat dan mampu untuk menahan menara bermuatan berat, digunakan bolt dengan ukuran 2,25 in maka dari tabel standar chair anchor bolt, tabel berdasarkan Scheiman A.D. Shorts Cuts to anchor Bolting and Base Ring Sizing, Petroleum Refiner, June 1963. (Megesy hal 76, 1983)

A = 3 in E = 1,75 in B = 6 in F = 2,5 in C = 4 in G = 2,75 in D = 1 in

F-56 shell skirt chair anchor bolt bearing plate 2 3 2,5 1/2 1 1,5 1,75 1 /4 1 /4

Gambar F.10. Sketsa anchor bolt chair.

Stress pada anchor bolt

.N B T.C S 4 B B  (Megesy, 1983) = 687,4581

Jadi stress pada anchor bolt = 687,4581 psi < 15.000 (memenuhi)

Berikut ini adalah gambar penyangga menara distilasi.

F-57

c.) Desain Base Ring / Bearing Plate

Beban yang ditopang pada skirt, dilanjutkan ke pondasi menara melalui base

ring. Base ring harus cukup lebar agar bisa mendistribusikan beban ke pondasi

secara merata, sehingga cukup kuat untuk menahan beban menara.

Menentukan maximum kompresi dari base ring

s s c C W A M P 12  (Megesy, 1983) keterangan :

M = Momen pada base ring berdasar gempa = 31.170,8574 ft.lb W = Berat vessel (kondisi operasi) = 312,76 lb

As = Area di dalam skirt = 2.826,0000 in2 CB = Circumference pada O.D skirt = 188,4000 in

188,4000 312,76 2.826,0000 4 31.170,857 12 _  x P_c = 134,0204lb/lin-in

Menetukan lebar dari base ring

b c f P l (Megesy, 1983) keterangan :

F-58

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

750 1.618,3791 l

l = 2,1578 in

Dari tabel A (Megesy, 1983 hal 69) digunakan bolt dengan ukuran 2,25 in. l2 = 2,75 in

l3 = 2,25 in li = 12 + 13 = 5 in

Menetukan ketebalan base ring

tB = 0,32.Ii (Megesy, 1983) tB = 0,32 x 5 in

Maka ketebalan dari base ring = 1,6 in

d.) Desain flange tutup (head dan bottom) Data Perancangan :

Tekanan desain = 17,6352 psi

Material flange = SA 240 Grade C

Tegangan material flange (fa) = 17000 psi

Bolting steel = SA 193 Grade B7

Tegangan material bolt (fb) = 20000 psi

Material gasket = Asbestos composition Diameter luar shell = 74,5752 in

F-59

Diameter dalam shell = 40 in

Ketebalan shell = 0,3125 in Gasket hG t hT HG HT G h W R hD C go g1 g1/2

Gambar F.12. Dimensi flange.

Perhitungan lebar gasket

1) p(m y pm y d d i o     = 1,0024 (Pers. 12.2 Brownell, 1959) keterangan :

do = diamater luar gasket, in di = diameter dalam gasket, in

p = internal pressure = 17,6352 lb/in2

assumsi :

digunakan gasket dengan tebal 1/16 in, dari fig 12.11 B & Y, diperoleh : y = yield stress (Fig. 12.11 B & Y) = 3700 lb/ in2

F-60

assumsi :

diamater dalam gasket = diameter luar shell, do yaitu = 40 in, sehingga: do = 1,0024 40 = 40,0969 in

jadi lebar gasket minimum = 0,0485 in = 0,1231cm digunakan gasket dengan lebar = 0,09 in

Diameter rerata gasket, G = do + lebar gasket.

G = 40,0969 in + 0,09 in

= 40,1869 in Dari Fig 12.12 B & Y, kolom I, type Ia

2

N

b

_o



= 0,0450 in, bo < 0,25 in maka bo = b = 0,0450 in Wm2 = Hy = b  π  G  y = 0,0450 x 3,14 x40,1869 x 3700 = 21.010,1355 lb

Beban untuk menjaga joint tight saat operasi. Hp = 2 b π G m p

= 2 x 0,0450 in x 3,14 x 40,1869 x 2,75 x 17,6352 = 550,7699 lb

F-61

beban dari tekanan internal – pers. 12.89 B & Y:

H = p 4 G π 2 = 17,63 4 40,1869 x 3,14 2 = 22.357,1022 lb

Beban operasi total – pers. 12.91 B & Y Wm1 = H + Hp

= 22.357,1022 lb + 550,7699 lb

= 22.908,1022 lb

Wm1 lebih besar dari Wm2 sehingga Wm1 sebagai beban pengontrol.

Perhitungan luas baut minimum (minimum bolting area) – pers 12.92 B & Y Am1 = b m1 f W keterangan :

fb = tegangan material bolt = 20000 psi Am1 =

20000 2 22.908,102

F-62

Perhitungan ukuran baut optimum

Dari tabel 10.4, Brownell & Young Digunakan baut berukuran 2,25 in sebanyak 12 baut. Bolt circle diameter yang digunakan 40,0969 in.

C = 45,6344 in.

E d

r R

Gambar F.13. Detail ukuran baut. Perhitungan diameter flange luar

Flange OD (A) = bolt circle diameter + 2 E

= 40,0969 in.+ (2 x 1,875) = 49,3844 in = 1,2544 m

Periksa lebar gasket :

Ab actual =2,0490 5 = 9,2205 in2

Lebar gasket minimum : Nmin = G π y 2 f A_{bactual allow} = 40,0969 x 3,14 x 3700 x 2 17000 x 9,2205 = 0,1679 in < 0,4000 in (memenuhi)

F-63

Perhitungan momen

Untuk bolting up condition ( no internal pressure) persamaan untuk mencari beban desain

W = ½ (Ab + Am) fa (Pers. 12.91, Brownell, 1959) = ½ (9,2205 in2 + 1,1454 in2) 17000 psi

= 88.110,1934 lb

persamaan untuk mencari hubungan lever arm

hG = ½ (C – G) (Pers. 12.101, Brownell, 1959) (F.99) = ½ (45,6344 – 40,0969) in

= 2,7237 in

flange moment adalah sebagai berikut : (tabel 12.4)

Ma = W hG (untuk kondisi beroperasi W = Wm2) = 88.110,1934 lb x 2,7237 2 in

= 239.987,1552 lb in

Untuk HD digunakan persamaan 12.96 Brownell & Young. HD = 0,785 x B2 x p

B adalah diameter luar shell = 40,000 in HD = 0,785 x 40 2 in x 17,63 HD = 22.149,8112 lb

The lever arm, gunakan persamaan 12.100 Brownell & Young.

hD = ½ (C – B)

F-64

= 2,8172 in

The moment, MD gunakan persamaan 12.96 Brownell & Young.

MD = HD x hD

= 22.149,8112 lb x 2,8172 in = 62.400,1712 lb in

HG dicari menggunakan persamaan 12.98 Brownell & Young.

HG = W – H = Wm1 – H = 22.908,1022 – 22.357,1022 = 550,7699 lb hG = ½ (C – G) (Pers. 12.101, Brownell, 1959) = ½ (45,6344– 40,1869) in = 2,7237 in

momen dicari dengan persamaan 12.98 Brownell & Young

MG = HG x hG

= 550,7699 lb x 2,7237 in = 1.500,1409 lb in

HT dihitung dengan menggunakan persamaan 12.97 Brownell & Young

HT = H - HD

= (22.357,1022 – 22.149,8112) lb = 207,5211 lb

Hubungan lever arm adalah dengan persamaan 12.102 Brownell & Young. hT = ½ (hD + hG)

F-65

= ½ (2,8172 + 2,7237)

= 2,7705 in

The moment dicari dengan persamaan 12.97 Brownell & Young

MT = HT x hT

= 207,5211 lb x 2,7705 in = 574,9273 lb in

Jumlah momen pada kondisi operasi, MO

MO = MD + MG + MT (Pers. 12.99, Brownell, 1959) = 62.400,1712 + 1.500,1409 + 574,9273

= 64.475,2394 lb in

Momen operasi adalah momen pengontrol, sehingga Mmax = 64.475,2394 lb

Perhitungan tebal flange t = B f M Y a max Diketahui: K = A/B = 1,2346

dari fig. 12.22 Brownell didapat nilai Y = 13

F-66

d = diameter baut t = tebal flange

Gasket Bolt

Gambar F.14. Detail untuk flange dan bolt pada head menara. 4.) Desain manhole acces

Setiap pressure vessel yang dalam operasinya melibatkan liquid ataupun vessel yang di dalamnya terdapat alat lain seperti impeler, packing, plate dan lainnya sebaiknya dilengkapi dengan manhole yang tujuannya untuk pemeriksaan dan perbaikan. Untuk vessel dengan diameter antara 48 in sampai 96 in, digunakan

manhole dengan diameter dalam minimal 15 in. (Megyesy, 1983). Manhole dipasang dengan tujuan sebagai tempat untuk perbaikan plate.

Gambar F.15. Detail desain manhole

20 '’ 6" 24 ,5 " 1,2 5" 2,0 76 4" 5" 28 ,7 5" 26 .2 5" 1,2 5" 9" 42 ,2 5" 3" 42 ,2 5" 27 " 12 ,2 5"

F-67

Diameter vessel = 73,9502 in

Tinggi menara = 26,8728 ft (tanpa penyangga)

Maka Konstruksi manhole berdasarkan rekomendasi API Standard 12 C (Brownell and Young, appendix F item 3 dan 4 ) :

Diameter manhole = 20 in Ketebalan cover plate = 5/8 in

Bolting-flange thickness after finishing = 1/2 in

Dimensi manhole 20 in berdasarkan rekomendasi API Standard 12 C :

Ketebalan manhole = 5/8 in

Ukuran Fillet Weld A = 1/4 in Ukuran Fillet Weld B = 5/8 in

Approx radius (R) = 5/8 in

Length of side (L) = 45 in

Width of renforcing plate (W) = 53 1/4 in

Max diameter of hole in shell = 25 1/4 in

Inside diameter of manhole = 20 in

Diameter bolt circle (DB) = 26 1/4 in Diameter of cover plate (DC) = 28 ¾ in