LAMPIRAN F TUGAS KHUSUS REAKTOR (RE-201)

(1)

LAMPIRAN F

TUGAS KHUSUS REAKTOR (RE-201)

Fungsi : Mereaksikan Metil Asetat dengan CO untuk membentuk Asetat Anhidrid

Jenis : Reaktor Fixed Bed Multitubular

Kondisi operasi : Isotermal pada suhu (T) 130 o_{C dan tekanan (P) 5 atm} Katalisator : Rhodium (Rh)

Konversi : 90% Reaksi yang terjadi adalah :

CH3C(=O)OCH3(l) + CO(g) CH3C(=O)O(O=)CCH3(l) …(1) Metil Asetat CO Asetat Anhidirid

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

 Dari Lampiran A (perhitungan neraca massa) Tabel F.1 Neraca Massa Reaktor (RE-201)

Komponen

Massa Masuk _Massa

Terkonsumsi

Massa Tergenerasi

Massa Keluar

F1 F6 F7

Kg/jam Kg/jam Kg/jam Kg/jam Kg/jam

Metil Asetat 2.035,607 - 1832,5461 - 203,5607 Air 226,1768 - - - 226,1768 Karbon Monoksida - 770,224 693,2016 - 77,0224 Asetat Anhidrid - - - 2525,253 2.525,253 Total 3.032,0129 2525,253 2525,253 3.032,0129

(2)

 Dari Lampiran B (perhitungan neraca panas) Tabel F.2 Neraca Energi Reaktor (RE-201) Komponen Panas Masuk (kJ/jam) Panas Generasi (kJ/jam) Panas Keluar (kJ/jam) Panas Konsumsi (kJ/jam) Panas Akumulasi (kJ/jam) ΔHin ΔHreaksi ΔHout Asetat Anhidrid 0,0000 1.279.849,306 526.332,5255 0,0000 0,0000 Metil Asetat 446.430,64627 44.643,0646 Water 99.574,92624 99.574,9262 CO 84.451,64637 8.445,1646 Air Pendingin 409.070,614 1.640.381,458 Total 1.039.527,833 1.279.849,306 2.319.377,139 0,0000 0,0000 2.319.377,139 2.319.377,139 0,0000

Massa air pendingin yang digunakan untuk menjaga temperatur operasi reaktor tetap (isothermal) yaitu sebesar 19.519,0559 kg/jam.

 Menghitung Konstanta Kecepatan Reaksi (k)

Persamaan kinetika reaksi untuk asetat anhidrid adalah sebagai berikut: Orde reaksi adalah orde satu terhadap metil asetat

-ra = k.Ca (yoshihiro, 2005)

Keterangan :

k = konstanta laju reaksi, (m3/kg.s) T = Temperatur (K)

CA = konsentrasi metil asetat (kmol/m3₎ Cw = konsentrasi water (kmol/m3)

KA = konstanta kesetinbangan adsorpsi metil asetat (m3_/kmol) Kw = konstanta kesetimbangan adsorpsi air (m3/kmol)

Dengan nilai k sebagai berikut : T 12.460 -exp 10 x 746 , 3 k  7 403,15 12.460 -exp 10 x 746 , 3 k  7 = 1,4158 x 10-6 m3/kg.s

(3)

 Neraca Massa pada 1 tube

Dari perhitungan neraca massa diatas, diperoleh persamaan untuk neraca massa pada satu buah tube adalah sebagai berikut:

ΔW ID W A F F_A _W__ΔW

Gambar F.1 Persamaan neraca massa pada satu tube

Neraca massa pada elemen volume : w   

V

(Rate of mass input) - (Rate of mass output) - (Rate of mass reaction) = (Rate of mass accumulation) 0 w ) r ( F F_A_W _A_W___W _A     ) r ( F F 0 lim AW W AW   A      w w  ) r ( w d F d _A _   _A FA = FA0 (1- XA)

dFA = - FA0 dXA Sehingga,  ) r ( w d X d F A A A0       A0 A A F ) (-r dW dX

(4)

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

/jam m 5,4688 554,41052 3032,0129 F V 3 mix in tot 0  _   = 0,0911 m3/menit = 91,14667 L/menit

2. Konsentrasi umpan reaktor CA = Metil Asetat CA0 =

Maka diperoleh persamaan :    A0 A A F k.C dW dX     A0 A0 A F )) 1 ( k.(C dW dX X    A0 A F X)) -).(5,03x(1 6 -10 x (1,4158 dW dX .(5,03x(1-X)) F 6) -10 x (1,4158 dW dX A0 A     Pressure Drop

 Pressure drop dalam Tube

Pressure drop pada pipa berisi katalisator dapat didekati dengan persamaan Ergun (Fogler, 1999).





               ' 1 1501 1,75G' D D g G dz dP P P      Dimana :

(5)

m0 = m (kg/s) ρ0.v0 = ρ.v

dimana v = v0

ρ = ρ0.(v0/v0) = ρ0

sehingga persamaan di atas menjadi :





               ' 1 ₃ 1501 1,75 ' 0 G D D g G dz dP P P      5) dengan :

ΔP = penurunan tekanan dalam tube, lb/ft2 Z = panjang pipa, ft

G’ = kecepatan aliran massa perluas penampang, lb/jam/ft2 ρ0 = densitas fluida, lb/ft3

Dp = diameter partikel katalis, ft ε = porositas partikel katalis µ = viskositas fluida, lb/jam/ft

g = percepatan gravitasi, 4,18.108 ft/jam2

 Pressure Drop dalam Shell

Pressure drop dalam shell dihitung dengan menggunakan persamaan Kern (Kern,1965) S S S S S Sg De B L ID G f P            ₁₀2 10 . 22 , 5 12 (





S S S S Sg De N ID G f P           2₁₀ 10 . 22 , 5 1 (Dengan:

(6)

ΔPS = penurunan tekanan dalam shell, psi f = faktor friksi = f(Re) = ft2/m2

IDs = diameter dalam shell, ft L = panjang pipa, ft Bs = jarak buffle, ft Sg = specific gravity, φS = viscosity ratio 14 , 0        W  

, untuk fluida non viscous = 1 N+1 = Number of Crosses

 Data fisis dan termal  Densitas

Campuran liquid dihitung dengan persamaan :

(kg/m3) Temperatur Masukan = 130 oC = 403 K ρ mix = 554,41052 kg/m3  Viskositas Log μ = A + + C.T + D. Pada T = 403 K μ campuran = 0,0651 cP = 0,1575 lb/ft.hr  Kapasitas Panas

Kapasitas panas dihitung dengan persamaan sebagai berikut : Cpi = A + B.T + C.T2 + D.T3

(7)

Keterangan :

Cp = kapasitas panas, kJ/kmol.K T = suhu, K

Cp,campuran = 2,2917

 Konduktivitas Panas

Konduktivitas termal beberapa komponen dalam campuran dihitung dengan persamaan Weber (Pers. 8.12 Coulson)

Konduktivitas campuran dihitung dengan metode Bretsnajder (1971)

Keterangan :

k = Konduktivitas panas, W/(m.K) M = Berat molekul

CP = Kapasitas panas spesifik temperatur ρ = densitas cairan pada temperatur Konduktivitas panas campuran :

kmix = k1.w1 + k2.w2 + k2.w2 + . . .= Σ ki.wi kmix = 7,777 W/m.K

= 4,494 Btu/ft.hr.F

(F.39)

 Katalisator

Katalisator yang digunakan adalah Rhodium (Rh) dengan spesifikasi sebagai berikut :

Nama katalis : Rhodium (Rh) Bentuk : Pellet

Diameter : 1 mm Densitas : 260 kg/m3

(8)

Reaktor terdiri dari multitubular sehingga dirancang seperti perancangan heat exchanger.

 Susunan pipa dalam shell

Dalam pemilihan pipa harus diperhatikan faktor perpindahan panas, pengaruh bahan isian di dalam pipa terhadap koefisien transfer panas konversi diketik oleh Colburn (Smith, P.571) dan diperoleh hubungan pengaruh rasio (Dp/Dt) atau perbandingan diameter katalis dengan diameter pipa dengan koefisien transfer panas pipa berisi katalis disbanding 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 disbanding koefisien transfer panas pada pipa kosong

Dari data diatas dipilih (hw/h) 7,8 pada (Dp/Dt) = 0,15 Dt = 15 , 0 cm 0,5 15 , 0 Dp _ = 3,3333 cm = 0,0333 in Untuk pipa komersial: (Kern, 1983)

NPS = 1,5 in ID = 1,610 in OD = 1,90 in a’ = 2,04 in2

(9)

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)

PT = jarak antara 2 pusat pipa

PT = 1,25 OD (coulson vol.6, p. 646) = 2,375

C’ = Clearance = PT-OD

= 0,475 inchi = 0,0121 cm CD = PT sin 60O

Gambar F.2 Susunan pipa model triangular pitch

Untuk menghitung diameter shell, dicari luas penampang shell total (A total).

A total = 2.N.(A pipa + A antar pipa) = 2.N.(luas segitiga ABC)

luasΔABC =1₂P_T P_T sin60O  1₂P_T2 0,866 /4.IDS2_{= 2.N.(} 2 1 _.PT2.sin 60) PT C' 60o 60o 60o A B C D

(10)

Jumlah pipa N =





866 , 0 2 1 2 4 2 4 2 2 2     _T S S P ID ABC luas ID        4 N P 0.866 IDs 2 T

IDS = diameter dalam shell,m

Diameter ekivalen untuk susunan pipa 'triangular pitch' dapat dihitung dengan rumus : OD 5 . 0 ) 4 OD 5 . 0 P 866 . 0 P 5 . 0 ( 4 De 2 T T             dengan : De = diameter ekivalen,m PT = pitch,m

OD = diamater luar tube,m (Kern,1950)

Untuk memperbesar turbulensi dalam shell, maka di antara tube-tube

dipasang baffle (penghalang).

Diambil Baffle Spacing (Bs) = 0,35.IDs (coulson, p. 652) Luas penampang shell (As) :

T P ' C Bs IDs As    Medium Pendingin

Sifat air yang digunakan sebagai pendingin adalah sebagai berikut : Tin = 30 oC

(11)

µ = 0.691 cP k = 0.6245 W/m.K ρ = 992.25 kg/m3 Cp = 4.187 kJ/kg.K

 Perpindahan Panas dalam Reaktor

 Koefisien Perpindahan Panas didalam Tube

Dihitung dengan persamaan Leva (Wallas, 1959) : Untuk Dp/Dt < 0,35

hi = 0,813 (K/Dt) . e-G.Dp/Dt. (G.Dp/μ)0,9 untuk 0,35 < Dp/Dt < 0,6

hi = 0,125 (K/Dt) . (G.Dp/μ)0,75 dengan :

hi = koefisien transfer panas dalam pipa, joule/m2jamK K = konduktivitas gas, joule/mjamK

Dt = diameter pipa, m Dp = diameter partikel, m

G = kecepatan aliran massa gas, g/m2jam μ = viskositas gas, g/m jam

 Koefisien Perpindahan Panas diluar Tube

Koefisien perpindahan panas di luar pipa (ho) dapat dihitung dengan persamaan :

(12)

.

36 ,

0

3 1 55 , 0































Kp

p

Cp

p

Gp

Des

Kp

ho

P



(Kern,1950) dengan :

Des = diameter ekivalen pipa, m

Gp = kecepatan aliran pendingin di dalam shell, kg/m2.j Ho = koefisien transfer panas diluar tube, kkal/j.m2.K. Kp = konduktivitas panas pendingin, kkal/j.m._K. Cpp = kapasitas panas pendingin, kkal/kg.K p = viskositas pendingin, kg/j.m

 Dirt Factor (Rd)

 Gas organik = 0,0002 hr.ft2.F/Btu

 Pendingin = 0,00017 hr.ft2.F/Btu

 Rd total = 0,00037 hr.ft2.F/Btu

 Koefisien Perpindahan Panas Overall Clean dan Design

Koefisien perpindahan panas overall clean dihitung dengan rumus :

ho hio ho hio U_C    (F.44)

dan harga koefisien perpindahan panas overall design dihitung dengan rumus : d D _R Uc 1 1 U   (Kern,1950)(F.45) dengan :

(13)

hio = koefisien perpindahan panas antara luar dan dalam tube, kcal/j.m2.K.

ho = koefisien perpindahan panas luar tube, kcal/j.m2._K. Rd = fouling factor, j.m2.K/kcal

Persamaan diferensial yang telah disusun, diselesaikan dengan metode Runge Kutta dengan cara sebagai berikut:

Kondisi Masuk Reaktor

Suhu masuk reaktor = 403 K Tekanan = 5 atm Konversi reaksi = 0

Kecepatan aliran masuk = 3032,0129 kg/jam BM campuran = 101,333 kg/kmol Densitas = 554,41052 kg/m3 Viskositas = 0,0651 cP

Tabel.F.3. Komposisi Komponen Masuk Reaktor

Komponen BM Massa Masuk

kg/jam kmol/jam

Metil asetat 74 2.035,607 _27,508 H2O 18 226,1768 12,5653

CO 28 770,224 27,508

(14)

Penyusunan Persamaan Untuk Reaktor Fixed Bed Persamaan-persamaan diferensial yang ada :

a).    A0 -6 A F (5,03) 10 x 1,4158 dW dX b).





               ' 1 ₃ 1501 1,75G' D D g G dz dP P P c     

Kondisi batasnya adalah : Zo = 0 m

XO = 0 PO = 5 atm

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 + 2 w  , Xi + 2 1 k ) ∆w l2 = f2 (wi + 2 w  , Pi + 2 1 l ) ∆w k3 = f1 (wi + 2 w  , Xi + 2 2 k _{) ∆w} l3 = f2 (wi + 2 w  , Pi + 2 2 l ) ∆w 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

(15)

Tabel F.4 Berat Tumpukan Katalis untuk masing-masing konversi

W (Berat Tumpukan Katalis, kg) X (Konversi) P (Tekanan, atm)

0 0 5 25,2549 0,0294 4,9994 50,5098 0,0576 4,9988 75,7648 0,0849 4,9983 101,0197 0,1111 4,9977 126,2746 0,1364 4,9972 151,5295 0,1607 4,9967 176,7845 0,1841 4,9961 202,0394 0,2066 4,9957 227,2943 0,2283 4,9952 252,5492 0,2492 4,9947 277,8041 0,2693 4,9943 303,0591 0,2886 4,9938 328,3140 0,3072 4,9934 353,5689 0,3251 4,9930 378,8238 0,3424 4,9926 404,0788 0,3590 4,9922 429,3337 0,3749 4,9918 454,5886 0,3903 4,9914 479,8435 0,4052 4,9911 505,0984 0,4195 4,9907 530,3534 0,4332 4,9903 555,6083 0,4465 4,9900 580,8632 0,4593 4,9897 606,1181 0,4716 4,9894 631,3731 0,4835 4,9890 656,6280 0,4950 4,9887 681,8829 0,5061 4,9884 707,1378 0,5168 4,9881 732,3927 0,5271 4,9878 757,6477 0,5371 4,9875 782,9026 0,5467 4,9873 808,1575 0,5560 4,9870 833,4124 0,5650 4,9867 858,6674 0,5737 4,9865 883,9223 0,5822 4,9862 909,1772 0,5903 4,9860 934,4321 0,5982 4,9857 959,6870 0,6058 4,9855 984,9420 0,6132 4,9852 1.010,1969 0,6204 4,9850

(16)

1.035,4518 0,6273 4,9848 1.060,7067 0,6340 4,9845 1.085,9617 0,6406 4,9843 1.111,2166 0,6469 4,9841 1.136,4715 0,6530 4,9839 1.161,7264 0,6590 4,9837 1.186,9813 0,6648 4,9835 1.212,2363 0,6704 4,9833 1.237,4912 0,6758 4,9831 1.262,7461 0,6811 4,9829 1.288,0010 0,6863 4,9827 1.313,2560 0,6913 4,9825 1.338,5109 0,6961 4,9823 1.363,7658 0,7009 4,9821 1.389,0207 0,7055 4,9820 1.414,2756 0,7099 4,9818 1439,5306 1464,7855 1490,0404 1515,2953 1540,5503 1565,8052 1591,0601 1616,3150 1641,5699 1666,8249 1692,0798 1717,3347 1742,5896 1767,8446 1793,0995 1818,3544 1843,6093 1868,8642 1894,1192 1919,3741 1944,6290 1969,8839 1995,1389 2020,3938 2045,6487 2070,9036 2096,1585 2121,4135 0,7143 0,7185 0,7227 0,7267 0,7306 0,7345 0,7382 0,7418 0,7454 0,7488 0,7522 0,7555 0,7587 0,7618 0,7649 0,7679 0,7708 0,7737 0,7765 0,7792 0,7819 0,7845 0,7871 0,7896 0,7920 0,7944 0,7968 0,7990 4,9816 4,9814 4,9813 4,9811 4,9809 4,9808 4,9806 4,9805 4,9803 4,9801 4,9800 4,9798 4,9797 4,9796 4,9794 4,9793 4,9791 4,9790 4,9789 4,9787 4,9786 4,9785 4,9783 4,9782 4,9781 4,9779 4,9778 4,9777

(17)

2146,6684 2171,9233 2197,1782 2222,4332 2247,6881 2272,9430 2298,1979 2323,4528 2348,7078 2373,9627 2399,2176 2424,4725 2449,7275 2474,9824 2500,2373 2525,4922 2550,7471 2576,0021 2601,2570 2626,5119 2651,7668 2677,0218 2702,2767 2727,5316 2752,7865 2778,0414 2803,2964 2828,5513 2853,8062 2879,0611 2904,3161 2929,5710 2954,8259 2980,0808 3005,3357 3030,5907 3055,8456 3081,1005 3106,3554 3131,6104 3156,8653 3182,1202 3207,3751 3232,6300 0,8013 0,8035 0,8057 0,8078 0,8099 0,8119 0,8139 0,8158 0,8177 0,8196 0,8215 0,8233 0,8250 0,8268 0,8285 0,8302 0,8318 0,8334 0,8350 0,8366 0,8381 0,8396 0,8411 0,8426 0,8440 0,8454 0,8468 0,8481 0,8495 0,8508 0,8521 0,8534 0,8546 0,8558 0,8571 0,8582 0,8594 0,8606 0,8617 0,8628 0,8639 0,8650 0,8661 0,8672 4,9776 4,9775 4,9773 4,9772 4,9771 4,9770 4,9769 4,9768 4,9767 4,9765 4,9764 4,9763 4,9762 4,9761 4,9760 4,9759 4,9758 4,9757 4,9756 4,9755 4,9754 4,9753 4,9752 4,9751 4,9750 4,9749 4,9748 4,9747 4,9747 4,9746 4,9745 4,9744 4,9743 4,9742 4,9741 4,9740 4,9739 4,9739 4,9738 4,9737 4,9736 4,9735 4,9734 4,9734

(18)

3257,8850 3283,1399 3308,3948 3333,6497 3358,9047 3384,1596 3409,4145 3434,6694 3459,9243 3485,1793 3510,4342 3535,6891 3560,9440 3586,1990 3611,4539 3636,7088 3661,9637 3687,2186 3712,4736 3737,7285 3762,9834 3788,2383 3813,4933 3838,7482 3864,0031 3889,2580 3914,5129 3939,7679 3965,0228 3990,2777 4015,5326 4040,7876 4066,0425 4091,2974 4116,5523 4141,8072 4167,0622 4192,3171 4217,5720 4242,8269 4268,0819 4293,3368 0,8682 0,8692 0,8702 0,8712 0,8722 0,8732 0,8741 0,8750 0,8760 0,8769 0,8778 0,8787 0,8795 0,8804 0,8813 0,8821 0,8829 0,8837 0,8845 0,8853 0,8861 0,8869 0,8877 0,8884 0,8892 0,8899 0,8906 0,8913 0,8921 0,8928 0,8934 0,8941 0,8948 0,8955 0,8961 0,8968 0,8974 0,8981 0,8987 0,8993 0,8999 0,9005 4,9733 4,9732 4,9731 4,9730 4,9730 4,9729 4,9728 4,9727 4,9727 4,9726 4,9725 4,9724 4,9724 4,9723 4,9722 4,9722 4,9721 4,9720 4,9719 4,9719 4,9718 4,9717 4,9717 4,9716 4,9715 4,9715 4,9714 4,9713 4,9713 4,9712 4,9711 4,9711 4,9710 4,9709 4,9709 4,9708 4,9708 4,9707 4,9706 4,9706 4,9705 4,9705

(19)

 Menghitung volume total tumpukan katalis katalis  W V m 5128 , 16 kg/m 260 kg 4.293,3368 V 3 3  

 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 = W / ρkatalis katalis      ₂ ID W 4 Z Dengan :

Z = tinggi tumpukan katalis (m) V = volume katalis dalam tube (m3) w = berat katalis (kg)

ρkatalis = densitas katalis (kg/m3) ID = diameter dalam tube (m) Maka tinggi katalis keseluruhan :

m 12.574,923 260 x 0409 , 0 . 4.293,3368 x 4 Z ₂  



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

(20)

= 80% x 24 ft = 19,2 ft = 5,8522 m  Menghitung jumlah tube (Nt) Jumlah tube yang dibutuhkan :

Nt =

 MECHANICAL DESIGN REAKTOR  Tube



Ukuran tube (Kern,1983):

Susunan tube = Triangular pitch

Bahan = Stainless steel

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 _{= 0,0013 m}2 Tinggi tumpukan katalis = 5,8522 meter

Panjang pipa (L) = 7,3152 meter

Tebal pipa = (OD-ID)/2 = (1,90 - 1,61)/2 = 0,145 in = 0,0037 m Jarak antar pusat pipa (PT)

PT = 1,25 x OD = 1,25 x 1,90 = 2,375 inchi = 0,0603 m per tube katalis tinggi n keseluruha katalis tinggi tube 149 . 2 5,8522 923 , 574 . 12 _

(21)

Jarak antar pipa (Clearance)

C’ = PT-OD

= 2,375 – 1,900

= 0,475 inchi = 0,0121 cm



Jumlah pipa = 2.149 buah



Koefisien transfer panas dalam pipa

t w r e f ID P R k hi 14 , 0 33 , 0 8 , 0 . . . . 021 , 0 . 8 , 7          (F.51) Dimana : Pr = Cp.µ / kf

Cp = kapasitas panas = 0,5474 btu/lb.F kf = konduktivitas = 4,494 Btu/ft.hr.F μ/ μw = 1 ,karena non viskos

 Tube Side atau Bundle Crossflow Area (at) ' t t t N a a   _(F.52) = 250. ( 4 .ID_t2  ) = 3,1482 m2  Mass velocity (Gt) Gt t t a W  4167 , 31 0803 , 135 . 25  = 800,0552 lb/jam.ft2

(22)

Maka,

2. Shell

Bahan yang digunakan adalah Carbon Steel SA 167 grade 11 type 316 Ukuran Shell

 Diameter dalam shell (IDs)

IDs = 5 , 0 2 866 , 0 4             T P Nt

(Brownell & Young, 1979)

= 5 , 0 2 375 , 2 149 . 2 866 , 0 4           = 79,1985 in = 6,5999 ft = 2,0116 m  Jarak Buffle Bs = IDs x 0,3 (F.56) = 2,0116 x 0,3 = 0,6035 m = 23,7956 in

(23)

= 1,99 ft



Koefisien transfer panas dalam shell

Shell Side atau Bundle Crossflow Area (as) P B ID OD) P ( a t s t s     375 , 2 23,7956 79,1985 475 , 0 a_s    as = 376,3442 in2 = 2,6135 ft2 Mass Velocity (Gs) ' G_s s a W  Dimana : W = 25.068,9059 lb/jam Gs = 25.068,87/2,6135 Gs = 9.592,077 lb/jam.ft2 Equivalent Diameter (De) `

De = 1,3734 in = 0,1145 ft = 0,0349 m Reynold Number (Re)

G D Re pendingin s e   Re = Re = 605,0893 Maka,

(24)

(Kern, hal 137)

Dengan :

Kp = konduktivitas panas pendingin = 0,3623 Btu/hr.ft.o_F 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 :

=

= 41,8561 Btu/h.ft2.F

Harga koefisien perpindahan panas overall design dihitung dengan rumus :

(Kern,1950)

=

= 35,8534 Btu/hr.ft2.F = 203,5861 J/s. m2.K



Pressure drop di shell

dimana

(25)

Mass velocity (Gs) = 9.592,077 lb/jam.ft2

Equivalent diameter (De) = 0,1145 ft

s oefficient correctedc

s 

 = 1,0 (Hal.121 Kern, 1950)

untuk Re = 605,0893 maka diperoleh : s = specific gravity = 1

f = shell side friction factor = 0,0018 ft2/in2 (Fig.29 Kern, 1950)

psi 0,28404 Ps 



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 ( Brownell & Young) 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 5 atm = 6 atm

(26)

Pd = 80,8279 psi maka,





0,25 80,8279 0,6 -8 , 0 18.750 122,0024/2 80,8279 t_s      = 0,4641 in

diambil tebal standar 0,5 inchi Diameter luar shell (ODs) ODs = IDs + 2 ts

= 79,1985 + (2 x 0,5) = 80,1985 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

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 :

(27)

Menentukan inside radius corner (icr) dan corner radius (rc). OD = ID + 2t

= 119,9719 in

Dibulatkan menjadi 120 in untuk menetukan icr & rc Diketahui tebal t = 1 1/4 in

Maka berdasarkan table 5.7 Brownell & Young : icr = 7,125 in rc = 114 in maka: _         icr r w . 3 c 4 1 (Pers. 7.76, Brownel&Young) W = 1,75

Tebal head minimum dihitung dengan persamaan berikut:

c P f w r P t c h  _  2 , 0 2 . .  (Pers. 7.77, Brownell&Young) = 0,7878 in

dari tabel 5.6 Brownell & Young untuk th = 1 in

sf = 2 in = 0,1667 ft

(28)

Spesifikasi head :

Gambar F.3 Desain head pada reaktor

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 = 120 – 2(2) = 116 in Depth of dish (b)





₂





2 2 icr ID icr rc rc

b     (Brownell and Young,1959.hal.87) = 12,1782 in t a ID r sf OA icr B b=depth of dish _A OD

(29)

Tinggi Head (OA)

OA = th + b + sf (Brownell and Young,1959) = (1 + 12,1782 + 2) in = 15,1782 in = 0,3855 m AB = ID/2 – icr = (116/2) in – 7,125 in = 50,8750 in BC = rc – icr = 114 in – 7,125 in = 106,8750 in AC = BC2AB2 = 93,5873 in

Jadi tinggi head = 20,0106 inchi = 0,5082 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

= 7,3152 m

Tinggi reaktor = tinggi shell + 2.(tinggi head) = 7,3152 + (2 x 0,5082) = 8,2316 m

= 27.0064 ft

(30)

5. Luas Permukaan Reaktor

o Luas reaktor bagian dalam - luas shell bagian dalam

Ashi = π x IDs x tinggi shell = 3,14 x 6,5999 x 24 = 497,6199 ft2

- luas head dan bottom bagian dalam

Ahbi = 2 x (π x IDs x sf + π/4 x IDs2)

= 2 x (3,14 x 6,5999 x 0,25 + ((3,14/4) x 6,59992)) = 75,2983 ft2

Jadi luas reaktor bagian dalam :

= 497,6199 ft2 + 75,2983 ft2 = 572,9182 ft2

o Luas reaktor bagian luar - luas shell bagian luar

Asho = π x ODs x tinggi shell = 3,14 x 6,6832 x 24 = 503,9021 ft2 -luas head dan bottom bagian luar

Ahbo = 2 x (π x ODs x sf + ((π/4) x ODs2))

= 2 x (3,14 x 6,6832 x 0,25 + ((3,14/4) x 6,68322)) = 77,1231 ft2

Jadi luas reaktor bagian luar :

= 503,9021 ft2 + 77,1231 ft2 = 581,0252 ft2

(31)

6. Volume Reaktor

a. Volume head dan bottom



Volumehead pasf Volumehead padasf



Vhb2 tan 



IDs  IDs sf



  3 2 4 000049 , 0 2  (Brownel, Young, 1959) = 37,706 ft3 b. Volume shell Ls IDs Vs  2  4  = 1.805,4618 ft3

Jadi volume reaktor = 37,706 + 1.805,4618 = 1.843,1675 ft3 = 52,1932 m3

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 : 37 , 0 5 , 0 293    G 

di_opt (Brownel, Young,1959)

dengan

diopt = diameter dalam pipa, mm

G = kecepatan aliran massa fluida, kg/s Ρ = densitas fluida, kg/m3

(32)

Pengecekan bilangan Reynolds     ' ID G NRe a 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 metil asetat Diketahui : G = 2035,592 kg/jam ρ = 554,4105 kg/m3 µ = 0,2884 cp Maka : diopt = 226.G0,5.ρ-0,35 = 22,7238 mm (0,8422 in) dari Tabel 11 (Kern, 1965),

nominal pipe size = 1 1/2 in

schedule number = 40

OD = 1,900 in (0,0483 m)

ID = 1,610 in (0,0409 m)

(33)

Pengecekan Bilangan Reynold NRe =  '. a ID . G = 327.496,4067 (turbulen)

Maka anggapan menggunakan aliran turbulen adalah benar.

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

Size = 1 1/2 in

OD of pipe = 1,9 in

Flange Nozzle thickness (n) = 0,2 in

Diameter of hole in reinforcing plate (DR) = 2 in

Length of side of reinforcing plate, L = 10 in

Width of reinforcing plate, W = 12 5/8 in

Distance, shell to flange face, outside, J = 6 in

Distance, shell to flange face, inside, K = 6 in

Distance from Bottom of tank to center of nozzle

- Regular, Type H = 6 in

- Low, Type C = 3 in

2. Nozzle Aliran CO masuk Diketahui : G = 770,224 kg/jam ρ = 732,5 kg/m3 µ = 0,2884 cp Maka : diopt = 226.G0,5.ρ-0,35 = 10,1480 mm (0,3995 in)

(34)

dari Tabel 11 (Kern, 1965),

nominal pipe size = 1/2 in

OD = 0,840 in (0,0213 m)

ID = 0,622 in (0,0158 m)

Flow area per pipe, a’ = 0,304 in2 (0,0002 m) Pengecekan Bilangan Reynold

NRe =  '. a ID . G = 205.458,9433 (turbulen)

Size = 3/4 in

Diameter of hole in reinforcing plate (DR) = 1 7/16 in

(35)

 Nozzle Produk

1. Nozzle Aliran Produk Diketahui : G = 2955,245 kg/jam ρ = 1077 kg/m3 µ = 0,8061 cp Maka : diopt = 226.G0,5_.ρ-0,35 = 18.0114 mm (0.8091 in) dari Tabel 11 (Kern, 1965)

nominal pipe size = 1 1/2 in

OD = 1,9 in (0,0483 m)

ID = 1,61 in (0,0409 m)

NRe =  '. a ID . G = 32,546.9557 (turbulen)

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

Size = 1 1/2 in

Diameter of hole in reinforcing plate (DR) = 2 in

(36)

2. Nozzle Aliran CO Keluar Diketahui : G = 770,224 kg/jam ρ = 732,5 kg/m3 µ = 0,2884 cp Maka : diopt = 226.G0,5.ρ-0,35 = 10,1480 mm (0,3995 in) dari Tabel 11 (Kern, 1965),

nominal pipe size = 3/4 in

OD = 1,313 in

ID = 0,622 in

(37)

Size = 3/4 in

 Nozzle pendingin masuk Diketahui : G = 19.519,0551 kg/jam (5,4255 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 = 46,5467 mm (1,8325 in)

dari Tabel 11 (Kern, 1965),

nominal pipe size = 2 in

(38)

OD = 2,3750 in (0,0603 m)

ID = 2,0670 in (0,0525 m)

Size = 2 in

- Low, Type C = 3 1/2 in

 Nozzle pendingin keluar Diketahui :

G = 19.531,6890 kg/jam (5,4255 kg/s) ρ = 1008,9773 kg/m3

(39)

Maka :

diopt = 226.G0,5.ρ-0,35

= 46,7701 mm (1,8413 in) dari Tabel 11 (Kern, 1965)

nominal pipe size = 2 in

OD = 2,3750 in (0,0603 m)

ID = 2,0670 in (0,0525 m)

Size = 2 in

(40)

(a)

(b)

Gambar F.6. Shell Nozzle (a) Reinforcing Plate (b) Single Flange 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).

(41)

       f P C d t '

Penyangga katalis berupa perforated plate dengan ketebalan tertentu. Tekanan yang harus ditahan oleh bed support = tekanan operasi + tekanan karena katalis a. Tekanan operasi



14,7



 Pdes



614,7



 = 88,20 psi

b. Tekanan karena katalis

Perforated plate yang digunakan mempunyai lubang dengan luas sama dengan 50 % luas total tube. (Luas penampang tube(at) = 0,0003 m2) Luas total pipa = Nt x at

= 2.218 x 0,0013 m2 = 3,1482 m2

Perforate plate = 50 % x Luas total pipa = 0,5 x 3,1482 m2 = 1,5741 m2

Tekanan karena katalis katalis penahan Luas katalis berat '.   2 . 5741 , 1 4293,3368 m kg  = 2.727,4867 kg/m2 = 3.8794 psi

Tekanan total perancangan Ptotal = 3.8794 psi + 88,20 psi = 92,0794 psi Tebal plate dihitung dengan persamaan (13.27 Brownell & Young, 1959)

(42)

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1,61 0,75



274,6065 18.750



= 0,0977 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 = 0,0015 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.



₀_,₅ ₁₈_.₇₅₀



0,25 0015 , 0 0977 , 0 1 , 1   _   tp

(43)

= 0,2412 inchi

diambil tebal standar = 1/4 inchi

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 typemultiple 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 = 242,5500 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 = 120 in Ketebalan shell = 1,25 in Diameter dalam shell = 117,48 in

(44)

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.7. Tipe Flange dan Dimensinya b. Perhitungan lebar gasket:

)] 1 ( [ .     m P y m P y d d i

o _{(Pers 12.2 Brownell & Young 1959)} Dimana : do = diameter luar gasket, in

di = diameter dalam gasket, in y = yield stress, lb/in2 (Fig. 12.11) m = faktor gasket (Fig. 12.11)

Digunakan material gasket yaitu soft steel, dari Fig. 12.11 Brownell & Young 1959 diperoleh : y = 18.000 dan m = 5,5 Sehingga,







5,5 1



] 55 , 242 [ 18000 5 , 5 55 , 242 18000      i o d d = 1,0074

(45)

Asumsi bahwa diameter dalam gasket di sama dengan diameter luar

shell 70,6699 in, sehingga :

do = 1,0074 × 70,6699 in = 71,50125 in Lebar gasket minimum (N) :

N =        2 i o d d =        2 6699 , 70 50125 , 71 = 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 = 71,9199 in c. Perhitungan beban

Dari Fig. 12.12 Brownell & Young 1959 kolom 1 type 1.a bo = 0,25in, b b jika b 0,25

2   o o 

N

Sehingga, b =25 in Wm2 = Hy

=  x b x G x y (B & Y,1959, pers. 12.88) = 3,14 x 0,25 x 71,9199 x 18.000

= 1.016.228,26210 lb Keterangan :

(46)

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 = 2 b π G m p

= 2 x 0,25 x 3,14 x 71,9199 x 5,5 x 88,20 = 54.759,5433 lb

Keterangan :

Hp = Beban join tight (lb) m = Faktor gasket (fig.12.11) b = Effective gasket (in)

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

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

H = G P 4 . 2  88,20 4 π.71,91991 H 2  H = 358.126,4450 lb

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

Wm1 = H + Hp

= 54.759,5433 + 358.126,4450 = 412.885,9883 lb

Berdasarkan perhitungan diatas, diperoleh Wm1 lebih besar daripada Wm2, sehingga beban pengontrol berada pada Wm1 = 3.017.058,5301 lb.

(47)

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)

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

2 1 1 20,644 in 20.000 83 412.885,98 _   b m m f W A 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 = 0.8750 in diperoleh data sebagai berikut :

Root area = 0,419 in2

Bolt spacing standard (BS) = 3,00000 in

Minimal radian distance (R) = 0,93750 in

Edge distance (E) = 0.75000 in

Jumlah baut minimum = = 49,2704

Sehingga digunakan baut dengan ukuran 0.8750 in sebanyak 50 buah.

Bolt circle diameter, BC = 123,5094 in.

Perhitungan diameter flange luar :

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

area root

(48)

Flange OD (A) = 125,3844 in

Cek lebar gasket :

Ab aktual = Nbolt x Root Area = 50 x 0,419 = 20,95 in2

Lebar gasket minimum : Nmin = G π y 2 f A_b_actual _allaw = 71,9199 x 14 , 3 00 . 18 2 000 . 20 x 20,95 x x

= 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 (152,3150 + 150,8529 ).20.000

= 415.942,9941 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) :

(49)

hG = ½ (C – G)

= ½ (123,5094 – 120,5) = 1,5047 in

Keterangan :

hG = Tahanan radial circle bolt (in) BC = Bolt circle diameter (in) G = Diameter gasket rata-rata (in)

Flangemoment adalah sebagai berikut (B & Y, 1959, Tabel 12.4) :

Ma = W x hG

= 415.942,9941 lb x 1,5047 in = 625.873,4284 lb-in

2) Untuk kondisi saat beroperasi

Beban desain yang diberikan W = Wm1 = 415.942,9941 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. 88,20 = 353.156,3243 lb

Keterangan :

HD = Hydrostatic and force pada area dalam flange (lb) B = Diameter dalam flange / OD shell (in)

p = Tekanan operasi (psi)

The lever arm, hD (persamaan 12.100 Brownell&Young) hD = ½ (BC – B)

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

(50)

The moment, MD (dari persamaan 12.96 Brownell&Young) : MD = HD x hD

= 353.156,3243 lb x 1,09313 in = 386.045,7728 lb-in

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

HG = W – H = Wm1 – H

= 358.126,4450 lb – 252.377,5196 lb = 54.759,5433 lb

Momen komponen dihitung dengan persamaan 12.98 Brownell&Young:

MG = HG x hG

= 54.759,5433 lb x 1,5047 in = 82.397,2121 lb-in

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

HT = H - HD

= 358.126,4450 lb – 353.156,3243 lb = 4.970,1207 lb

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

hT = ½ (hD + hG) = 1,2989 in

(51)

The moment (Persamaan 12.97 Brownell&Young, 1959): MT = HT x hT

= 6,455.7882 lb-in

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

MO = MD + MG + MT = 474.898,7731 lb-in

Sehingga moment saat beroperasi sebagai pengontrol: Mmax = MO = 474.898,7731 lb-in

f. Perhitungan tebal flange : t = B f M Y a max

(Persamaan 12.85 Brownell & Young, 1959) K = A/B = 131,8844/120 = 1,0990

Dari Fig.12.22 dengan K = 1,0990 (Brownell & Young, 1959) Diperoleh nilai Y = 23 t = B f M Y max = in 120 x psia 20.000 in lb 31 474.898,77 x 23  = 0,7111 in Sehingga diambil ketebalan flange = ¾

(52)

Gambar F.8. Detail untuk Flange and bolt pada Head Reaktor

13. Menentukan Tebal Isolasi

Perpindahan panas di dalam reaktor dapat dilihat pada Gambar F.7 berikut ini.

Gambar F.9. Sistem Isolasi Reaktor

Perpindahan panas melalui tiap lapis tahanan di hitung dengan hukum Fourier danA 2rL, diperoleh:





2 2 3 1 1 2 u 1 k r r Ln k r r Ln T T L 2π Q                (Holman, 1997, pers.2-9)

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

Gasket Bolt t = tebal flange d = diameter baut 3 x

(53)







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 2π Q                  (Holman, 1997, pers.2-12)

Jika diaplikasikan dalam perhitungan perancangan tangki maka diperoleh :







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 2π Q                  Keterangan : x3 = Tebal isolasi (m )

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

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

Tu = Temperatur udara (oC)

Perpindahan panas dari reaktor ke sekeliling melalui dinding reaktor dan isolator terjadi melalui beberapa langkah, yaitu :

 Perpindahan konveksi dari cairan pendingin dalam shell ke dinding

shell dalam (Q1)

 Perpindahan konduksi dari dinding shell dalam ke dinding shell luar (Q1)

 Perpindahan konduksi dari dinding shell luar ke permukaan luar isolator (Q2)

(54)

 Perpindahan konveksi dan radiasi dari permukaan luar isolator ke udara bebas (Q3)

Asumsi yang digunakan untuk menghitung tebal isolasi reaktor sebagai berikut :

- Keadaan steady state

- Perpindahan panas konveksi dari air pendingin dalam shell ke dinding shell dalam diabaikan

- Suhu dinding dalam reaktor (T1) sama dengan suhu pendingin rata- rata, yaitu T1 = 2 ) 45 30 (  oC = 37,5 oC

- Suhu dinding luar isolator, T3 = 35 oC = 95 F = 308,15 K - Suhu udara luar, Tu = 30 oC = 86 F = 303,15 K

Data-data lain yang diperlukan : r1 = 2 ID_s = 2 m 0116 , 2 = 1,0058 m r1 = 2 OD_s = 2 m 0353 , 2 = 1,0176 m L = 7,3152 m

Bahan Konstruksi Reaktor

Bahan konstruksi shell reaktor adalah stainless steel, adapun sifat-sifat fisiknya adalah sebaga berikut (Geankoplis,1993) :

Konduktivitas (k1) = 45 W/m.K (26,0005 Btu/jam.ft.oF) Emisivitas (ε) = 0,54

(55)

 Bahan Isolator

Bahan isolasi yang digunakan adalah asbestos, adapun sifat-sifat fisis dari magnesia 85% adalah sebagai berikut (Geankoplis,1993) :

Konduktivitas (k2) = 0,0710 W/m.K (0,0971 Btu/jam.ft.oF) Emisivitas (ε) = 0,6

Densitas (ρ) = 271kg/m3

Panas yang hilang dari dinding isolasi ke udara (Q3) - Koefisien perpindahan panas radiasi (hr)

hr







3 u



4 u 4 3 T T T T ε σ      (Geankoplis,1979) Keterangan :

hr = Koefisien perpindan panas secara radiasi (W/m2oK) σ = Konstanta Boltzman, 5,676.108

ε = Emisivitas bahan isolator

Ti = Temperatur permukaan luar isolator (K) Tu = Temperatur udara (oK) Maka, hr



308,15 303,15



100 303,15 100 308,15 0,6 5,676 4 4                       = 3,8901 W/m2.K

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

= ½ (308,15 + 303,15) K = 305,65 K

(56)

Sifat udara pada T = 305,65 K K (Geankoplis,Tabel.A3-3,1979) : ρf = 1,1201 kg/m3 Cpf = 1,0056 kJ/kg K μf = 0,000019234 kg/m.s kf = 0,0274 W/m K β = 0,0031646 1/K

Persamaan umum perpindahan panas konveksi (hc)

0,25 c l ΔT 37 , 1 h      

 untuk NRa = 104 - 109 (Geankoplis,1979)

 

13

c 1,24 ΔT

h  untuk NRa > 109

Keterangan :

hc = Koeffisien transfer panas konveksi, Btu/jam.ft2.oF NRa = Gr × Pr

NRa = Bilangan Rayleigh Gr = Bilangan Grasshoff Pr = Bilangan Prandtl Sehingga diperoleh : Pr = f f f k μ Cp  = 0,0274 ) 1,9234.10 (1,0056).( -5 = 7,05.10-4 Gr = _          2 f 2 f 3 μ ΔT g β ρ L

(57)

= ₅ ₂ -3 2 3 ) 10 . 9234 , 1 ( ) 15 , 303 15 , 308 )( 806 , 9 )( 3,1646.10 )( ).(1,1201 3152 , 7 (   = 205.984.101.369,1010 Maka : NRa = 7,05.10-4 × 205.984.101.369,1010 = 145.404.556,0469 Jadi : hc = 0,25 l ΔT 1,37       = 1,37 25 , 0 3152 , 7 15 , 303 15 , 308 _       = 1,2457 W/m.K

Panas yang hilang dari dinding isolasi ke udara (Q3) adalah Q3 = (hc + hr).2..r3.L.(T3 – Tu)

= (1,2457 + 3,8901).2.. r3.7,3152.(308,15 – 303,15) = 1.179,6647.r3

 Menghitung tebal isolasi reaktor (x3)

Pada kondisi steady state Q1 = Q2 = Q3 = Q4 dengan Q adalah panas yang ditransfer dari tiap lapisan. Perpindahan panas keseluruhan dari dinding bagian dalam reaktor hingga udara (Q) persamaannya adalah :

Q =







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 π 2                

(58)

Dengan Q3 = Q, maka : 1.179,6647 r3 =





3 3 (5,1358)r 1 0,0710 1,0176 r Ln 45 1,0058 1,0176 Ln 303,15 308,15 (7,3152) π 2               

Nilai r3 dapat dicari dengan iterasi. Dengan mengunakan menu goal seek

pada Microsoft Excell, maka dapat diperoleh nilai : r3 = 1,1308 m

Sehingga tebal isolasi reaktor (x3) adalah x3 = r3 – r2

= 1,1308 m – 1,1240 m = 0,1132 m (11,3215 cm)

14. Berat Reaktor

Berat reaktor terdiri dari : a. Berat shell

Berat shell = ¼.π.(ODs2 – IDs2).Ls.ρstell

= ¼.π.((2,0353 m)2 _{– (2,0116 m)}2_{)(7,3152 m)(7.801 kg/m}3₎ = 4.282,4040 kg

b. Berat head dan bottom

Berat head dan bottom = Vhb. ρstell

= (1,0677 m3_{)( 7.801 kg/m}3₎ = 8.329,1277 kg

c. Berat tube

(59)

= ¼.π.(( 0,0483 m)2 – (0,0409 m)2)(7,3152 m)(7.801 kg/m3) = 70.368,7541 kg

d. Berat aksesoris pada reaktor - Nozzle umpan tube

1. Ukuran Nozzle = 1 1/2 in

Berat Nozzle = 10 lb (Brownell & Young, 1983) 2. Ukuran Nozzle = 1 7/16 in

Berat Nozzle = 10 lb (Brownell & Young, 1983) - Nozzle produk tube

1. Ukuran Nozzle = 1 1/2 in

Berat Nozzle = 10 lb (Brownell & Young, 1983) 2. Ukuran Nozzle = 1 7/16 in

Berat Nozzle = 10 lb (Brownell & Young, 1983) - Nozzle pendingin masuk shell

Ukuran Nozzle = 1 1/2 in

Berat Nozzle = 10 lb (Brownell & Young, 1983) - Nozzle pendingin keluar shell

Ukuran Nozzle = 1 1/2 in

Berat Nozzle = 10 lb (Brownell & Young, 1983)

e. Berat isolator

Berat isolator = ¼.π.(ODisolator2 – ODshell2).Ls.ρstell = ¼.π.(2x1,1308m)2-(2,0480 m)2(7,3152) x(271 kg/m3)

(60)

Total berat aksesoris reaktor = (10 + 10 + 10 + 10 +10+10+ 286,982) lb

= 346,9824 lb

= 157,3904 kg

f. Berat material dalam reaktor - Berat bahan baku

Berat cairan = ¼.π.ID2.Lt.ρliq.Nt =¼.π.(0,0409m)2(7,3152m) x(665,6631 kg/m3)(2.218) = 15.290,8157 kg - Berat katalis Berat katalis = 4.293,3368 kg - Berat pendingin

Berat pendingin = flow area shell (As) x Lt x ρpendingin = (0,5342 m2)(7,3152 m)(1008,9773 kg/m3)

= 4.252,7856 kg

Total berat material dalam reaktor :

=(4.252,7856 + 4.293,3368 + 15.290,8157) kg = 23.836,9324 kg

Jadi, total berat reaktor = berat shell + berat head + berat tube + berat aksesoris reaktor + berat material dalam reaktor = 4.282,4040 kg+ 8.329,1277 kg + 70.368,7541 kg

+ 157,3902 kg + 23.836,9324 kg = 106.973,6000 kg

(61)

15. Desain Sistem Penyangga

Berat untuk perancangan = berat total reaktor = 126.822,8922 kg Reaktor disangga dengan 4 kaki.

Kaki penyangga dilas ditengah – tengah ketingggian (50 % dari tinggi total reaktor).

a h A thp L 1/2 H tbp

Gambar F.10. Sketsa sistem penyangga Reaktor

 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

= (½.26,5231) + 5 = 18,2615 ft = 219,1384 in

(62)

Keterangan :

H : tinggi total reaktor 26,5231 ft

L : jarak antara bottom reaktor ke pondasi (digunakan 5 ft)

1 1

2 2

Gambar F.11. Kaki penyangga tipe I beam

Dipilih digunakan I-beam 10 in (B & Y, App. G, item 2) dimensi I-beam :

kedalaman beam = 10 in Lebar flange = 4,944 in

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 = 219,1384 in / 3,26 in

(63)

Stress kompresif yang diizinkan (fc): fc =         2 ₂ r 18.000 l 1 18.000

(Pers. 4.21, brownell and Young, 1959)

=         2 ₂ 26 , 3 18.000 219,1384 1 18.000 = 14.388,1204 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.12. Sketsa beban tiap lug

P = n W Σ D n L) (H P 4 bc w   (Pers. 10.76, B & Y, 1959)

Umumnya vessel dengan penyangga lug atau lug supported memiliki ketinggian yang lebih rendah dibandingkan skirt supported vessel,

(64)

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). P = n W Σ = 279.010,3628 lb / 4 = 69.752,5907 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 = 279.010,3628 lbm

Menghitung beban eksentrik : fec = Z a P. (Pers. 10.98, B & Y, 1959) = 58,9806 3,972 x 7 69.752,590 = 4.697,4322 lb/in2 f = fc – fec

= 14.117,4321 lb/in2 – 4.697,4322 lb/in2 = 9.419,9999 lb/in2 Luas penampang lintang :

A =

f P

(Pers. 10.98, Brownell and Young, 1959) = 69.752,5907 / 9.419,9999

(65)

Axis 2-2

l/r = 219,3694 in / 0,91 in

= 240,8114 (l/r >120, tidak memenuhi) _{(B & Y, 1959:201)}

 Lug Planning

P = 20.132,7745 lb

Masing-masing penyangga memiliki 4 baut (bolt) Beban maksimum tiap baut:

Pbolt = b n P = 4 5 20.132,774 = 5.033,1936 lb Luas lubang baut : Abolt = bolt bolt f P (Pers.10.35, B &Y, 1959) = 12.000 5.033,1936 = 0,4194 in2 Keterangan :

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

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

Ketebalan plat horizontal : thp = allow y f M 6 (Pers.10.41, B & Y, 1959:193) My =









_      _ _ _ 1 1 2 ln 1 4  e  l P_bolt (Pers.10.40, B & Y, 1959:192)

(66)

dengan :

thp = tebal horizontal plat, in

My = bending momen maksimum sepanjang sumbu radial, in-lb P = beban baut maksimum, lb

= 20.132,7745 lb

A = panjang kompresi plate digunakan,

= ukuran baut + 9 in = 1/2 in + 9 in = 10 5/8 in h = tinggi gusset

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

= ukuran baut + 8 in = 1/2 in + 8 in = 9 5/8 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 1/2 in = 0,25 in

Ketebalam plat kompresi: l

b

= 9 5/8 in / 6 in = 1,7708 in

Dari tabel 10.6, Brownell and Young, 1959, diperoleh γ1 γ1 = 0,08059 My = _













_    1 0,0968 8125 , 0 6 2 ln 3 , 0 1 4 7 17.438,147   = 4.071,0719 lb-in

(67)

thp =

12.000 4.071,0719 6

= 1,4267 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 = 0,5625 in

tg=9/16" a=3,972" l=6" A=10 5/8" h=20" b=9 5/8" 2 1/4 “ 2 1/4 " 1 1/4 “ h=20"

Gambar F.13. Detail Lug

 Base Plate Planning

Digunakan I- beam dengan ukuran 10 in dan 35 lb/ft Panjang kaki (Hlug) = 19,1141 ft

Sehingga berat satu lug = 19,1141 ft x 35 lb/ft = 668,9942 lb

Beban base plate

Pb = berat 1 lug + P

= 668,9942 lb + 69.752,5907 lb = 70.421,5849 lb

(68)

m n 0,95 h b 0,8 f_w l_e p_a

Gambar F.14. Sketsa area base plate

Base plate area :

Abp = f P_b = 300 9 70.421,584 = 234,7386 in2 (= Abp min) 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) 234,7386 in2 _{= (0,8 x 4,944 + 2n)(0,95 x 10 + 2m)} Didapat nilai n = 4,4212 in

(69)

maka,

le = (0,8 x 4,944) + (2 x 4,4212) = 12,7976 in

pa = (0,95 x 10) + (2 x 4,4212) = 18,3424 in

umumnya dibuat pa = le, maka dibuat pa = le = 12,7976 in

Abp,baru = 1e x pa = 12,7976 x 12,7976 = 163,7785 in2 nbaru = 2 ) . 8 , 0 1 ( _e  f_w =





2 944 , 4 8 , 0 12,7976  = 4,4212 in mbaru =





2 . 95 , 0 _b a h p  =





2 10 95 , 0 12,7976  = 1,6488 in Tekanan aktual, Pa : Pa = baru bp, b A P = 163,7785 9 70.421,584 = 425,8959 psi

Tebal base plate:

tbp = (0,00015 x Pa x n2)1/2

= (0,00015 x 425,8959 x 4,4212 2₎1/2

(70)

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 = 279.010,3628 lbm

Berat I-Beam yang diterima oleh base plate = 70.421,5849 lbm + Jadi berat total yang diterima oleh pondasi = 349.431,9477 lb Digunakan tanah dengan ukuran :

Luas bagian atas (a) = 14.400 in2 (120 in x 120 in) Luas bagian bawah (b) = 15.625 in2 (125 in x 125 in)

= 108,5069 ft2 Tinggi pondasi = 30 in

Volume pondasi = 1/3 x tinggi pondasi x ((a+b) + (axb)1/2 ) = 450.250 in3

= 260,5613 ft3 Berat pondasi (W) = V x densitas beton

= 260,5613 ft3_{x 140 lb/ft} = 36.478,5880 lb

Jadi berat total yang diterima tanah adalah

Wtot = Berat total yang diterima pondasi + berat pondasi = 349.341,9477 lb + 36.478,5880 lb

= 385.910,5356 lb