lampiran f(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 oC dan tekanan (P) 5 atm

Katalisator

Konversi

: Rhodium (Rh)

: 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)

Massa Masuk

Komponen F1 F6

Massa Terkonsumsi

Massa Tergenerasi

Massa Keluar

F7

Metil Asetat Air

Karbon Monoksida

Asetat Anhidrid

Kg/jam 2.035,607 226,1768

-

-

Kg/jam --

770,224

-

Kg/jam 1832,5461 -693,2016

-

Kg/jam ---

2525,253

Kg/jam 203,5607 226,1768 77,0224

2.525,253

Total3.032,0129 2525,253 2525,253 3.032,0129

F-2

Dari Lampiran B (perhitungan neraca panas)

Tabel F.2 Neraca Energi Reaktor (RE-201)

Komponen

Asetat Anhidrid

Metil Asetat Water

COAir Pendingin

Panas Masuk (kJ/jam)

ΔHin

0,0000

446.430,64627 99.574,92624 84.451,64637 409.070,614

Panas Generasi (kJ/jam) ΔHreaksi

1.279.849,306

Panas Keluar (kJ/jam)

ΔHout

526.332,5255

44.643,0646 99.574,9262 8.445,1646

1.640.381,458

Panas Konsumsi (kJ/jam)

0,0000

Panas Akumulasi (kJ/jam)

0,0000

Total 1.039.527,833 1.279.849,306 2.319.377,139

2.319.377,139 0,0000 0,0000 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 :

k 3,746 x107 exp -12.460

k 3,746 x107 exp -12.460

= 1,4158 x 10-6 m3/kg.s

T

403,15

F-3

Neraca Massa pada 1 tube

Dari perhitungan neraca massa diatas, diperoleh persamaan untuk neraca

massa pada satu buah tube adalah sebagai berikut:

A W ΔW

ID

ΔW

A W

Gambar F.1 Persamaan neraca massa pada satu tube

Neraca massa pada elemen volume : V w

(Rate of mass input) - (Rate of mass output) - (Rate of mass reaction) = (Rate

of mass accumulation)

F W F

WW (r )

w 0

lim w 0 F

WW F W (rA )

d F (r ) d w

FA = FA0 (1- XA)

dFA = - FA0 dXA

Sehingga, F 0

d XA (r )

dXA

dW (-r )

A0

A A w

A

F

F

F

A A A

A A

d wA

A

F-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

in tot

3032,0129 0

mix 554,41052

5,4688 m3/jam

= 0,0911 m3/menit = 91,14667 L/menit

2. Konsentrasi umpan reaktor

CA = Metil Asetat

CA0 =

Maka diperoleh persamaan :

dXA

dW

dXA

dW

dXA

dW

dXA

dW

k.CA A0

k.(CA0 (1 X )) FA0

(1,4158 x10 - 6 ).(5,03x(1-X)) A0

(1,4158 x10 - 6)

.(5,03x(1- X))A0

Pressure Drop

Pressure drop dalam Tube

Pressure drop pada pipa berisi katalisator dapat didekati dengan

persamaan Ergun (Fogler, 1999).

dP

G'

DP

1150 1 1,75 G'

Dimana :

V

F

F

F

F

Dg

dz P

F-5

m0 = m (kg/s)

ρ0.v0 = ρ.v

dimana v = v0

ρ = ρ0.(v0/v0) = ρ0

sehingga persamaan di atas menjadi :

dP

0

G' DP

1150 1 1,75 G' 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)

f GS IDS 12 LS 5,22.1010 BS De SgS

f GS IDS N 1 S 5,22.1010

De SgS

(Dengan:

3 Dg

dz P

P

2

(P

2

F-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 ratio0,14

, untuk fluida non viscous = 1 W

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

Cp,camp

= A + B.T + C.T2 + D.T3

=

F-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

Diameter

Densitas

: Pellet

: 1 mm

: 260 kg/m3

Spesific surface : 110 m2/g

F-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 = 0,15

0

0,15 = 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

,5 cmDp

F-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

CPT

60o

A 60o

D 60o

B

C'

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 = 12 P P sin 60O 12P2 0,866

/4.IDS2 = 2.N.(12 .PT2.sin 60)

T T T

F-10

ID 2

ID 2

Jumlah pipa N = 2 luas ABC

212 P2

0,866

IDs

4NPT

2

0.866

IDS = diameter dalam shell,m

Diameter ekivalen untuk susunan pipa 'triangular pitch' dapat dihitung

dengan rumus :

4 (0.5PT 0.866P

T 0.5 OD2 4) 0.5 OD

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) :

As

IDs

Bs C'

PT

Medium Pendingin

Sifat air yang digunakan sebagai pendingin adalah sebagai berikut :

4 4T

S S

De

Tin = 30 oC

Tout = 45 oC

F-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 :

F-12

ho0,36Kp

DesGp

0,55

C Kp

p

13

(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

Pendingin

Rd total

= 0,0002 hr.ft2.F/Btu

= 0,00017 hr.ft2.F/Btu

= 0,00037 hr.ft2.F/Btu

Koefisien Perpindahan Panas Overall Clean dan Design

Koefisien perpindahan panas overall clean dihitung dengan rumus :

hio ho C

hio ho

(F.44)

dan harga koefisien perpindahan panas overall design dihitung dengan

rumus :

UD

1Uc R

d

(Kern,1950)(F.45)

dengan :

U

p .

pDesP

1

F-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

Tekanan

Konversi reaksi

Kecepatan aliran masuk

BM campuran

Densitas

Viskositas

= 403 K

= 5 atm

= 0

= 3032,0129 kg/jam

= 101,333 kg/kmol

= 554,41052 kg/m3

= 0,0651 cP

Tabel.F.3. Komposisi Komponen Masuk Reaktor

Komponen BMMassa Masuk

kg/jam kmol/jamMetil asetat 74

H2O 18 CO 28Total

2.035,607 226,1768

770,2243032,0078

27,508 12,5653

27,50867,5813

F-14

Penyusunan Persamaan Untuk Reaktor Fixed Bed

Persamaan-persamaan diferensial yang ada :

a). dXA 1,4158 x10 -6 (5,03) dW FA0

b). dP

G'

DP

1150 1 1,75 G'

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 + w

, Xi + 2

) ∆w

l2 = f2 (wi + w

, Pi + 2

) ∆w

k3 = f1 (wi + w

, Xi + 2

) ∆w

l3 = f2 (wi + w

, Pi + 2

) ∆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

3g Ddz c P

21k

21l

22k

22l

F-15

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

W (Berat Tumpukan Katalis, kg) 0

25,2549 50,5098 75,7648 101,0197 126,2746 151,5295 176,7845 202,0394 227,2943 252,5492 277,8041 303,0591 328,3140 353,5689 378,8238 404,0788 429,3337 454,5886 479,8435 505,0984 530,3534 555,6083 580,8632 606,1181 631,3731 656,6280 681,8829 707,1378 732,3927 757,6477 782,9026 808,1575 833,4124 858,6674 883,9223 909,1772 934,4321 959,6870 984,9420

1.010,1969

X (Konversi) 0

0,0294 0,0576 0,0849 0,1111 0,1364 0,1607 0,1841 0,2066 0,2283 0,2492 0,2693 0,2886 0,3072 0,3251 0,3424 0,3590 0,3749 0,3903 0,4052 0,4195 0,4332 0,4465 0,4593 0,4716 0,4835 0,4950 0,5061 0,5168 0,5271 0,5371 0,5467 0,5560 0,5650 0,5737 0,5822 0,5903 0,5982 0,6058 0,61320,6204

P (Tekanan, atm) 5

4,9994 4,9988 4,9983 4,9977 4,9972 4,9967 4,9961 4,9957 4,9952 4,9947 4,9943 4,9938 4,9934 4,9930 4,9926 4,9922 4,9918 4,9914 4,9911 4,9907 4,9903 4,9900 4,9897 4,9894 4,9890 4,9887 4,9884 4,9881 4,9878 4,9875 4,9873 4,9870 4,9867 4,9865 4,9862 4,9860 4,9857 4,9855 4,98524,9850

F-16

1.035,4518 1.060,7067 1.085,9617 1.111,2166 1.136,4715 1.161,7264 1.186,9813 1.212,2363 1.237,4912 1.262,7461 1.288,0010 1.313,2560 1.338,5109 1.363,7658 1.389,0207 1.414,2756 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 2096,15852121,4135

0,6273 4,9848 0,6340 4,9845 0,6406 4,9843 0,6469 4,9841 0,6530 4,9839 0,6590 4,9837 0,6648 4,9835 0,6704 4,9833 0,6758 4,9831 0,6811 4,9829 0,6863 4,9827 0,6913 4,9825 0,6961 4,9823 0,7009 4,9821 0,7055 4,9820 0,7099 4,9818 0,7143 4,9816 0,7185 4,9814 0,7227 4,9813 0,7267 4,9811 0,7306 4,9809 0,7345 4,9808 0,7382 4,9806 0,7418 4,9805 0,7454 4,9803 0,7488 4,9801 0,7522 4,9800 0,7555 4,9798 0,7587 4,9797 0,7618 4,9796 0,7649 4,9794 0,7679 4,9793 0,7708 4,9791 0,7737 4,9790 0,7765 4,9789 0,7792 4,9787 0,7819 4,9786 0,7845 4,9785 0,7871 4,9783 0,7896 4,9782 0,7920 4,9781 0,7944 4,9779 0,7968 4,97780,7990 4,9777

F-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 3207,37513232,6300

0,8013 4,9776 0,8035 4,9775 0,8057 4,9773 0,8078 4,9772 0,8099 4,9771 0,8119 4,9770 0,8139 4,9769 0,8158 4,9768 0,8177 4,9767 0,8196 4,9765 0,8215 4,9764 0,8233 4,9763 0,8250 4,9762 0,8268 4,9761 0,8285 4,9760 0,8302 4,9759 0,8318 4,9758 0,8334 4,9757 0,8350 4,9756 0,8366 4,9755 0,8381 4,9754 0,8396 4,9753 0,8411 4,9752 0,8426 4,9751 0,8440 4,9750 0,8454 4,9749 0,8468 4,9748 0,8481 4,9747 0,8495 4,9747 0,8508 4,9746 0,8521 4,9745 0,8534 4,9744 0,8546 4,9743 0,8558 4,9742 0,8571 4,9741 0,8582 4,9740 0,8594 4,9739 0,8606 4,9739 0,8617 4,9738 0,8628 4,9737 0,8639 4,9736 0,8650 4,9735 0,8661 4,97340,8672 4,9734

F-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 4268,08194293,3368

0,8682 4,9733 0,8692 4,9732 0,8702 4,9731 0,8712 4,9730 0,8722 4,9730 0,8732 4,9729 0,8741 4,9728 0,8750 4,9727 0,8760 4,9727 0,8769 4,9726 0,8778 4,9725 0,8787 4,9724 0,8795 4,9724 0,8804 4,9723 0,8813 4,9722 0,8821 4,9722 0,8829 4,9721 0,8837 4,9720 0,8845 4,9719 0,8853 4,9719 0,8861 4,9718 0,8869 4,9717 0,8877 4,9717 0,8884 4,9716 0,8892 4,9715 0,8899 4,9715 0,8906 4,9714 0,8913 4,9713 0,8921 4,9713 0,8928 4,9712 0,8934 4,9711 0,8941 4,9711 0,8948 4,9710 0,8955 4,9709 0,8961 4,9709 0,8968 4,9708 0,8974 4,9708 0,8981 4,9707 0,8987 4,9706 0,8993 4,9706 0,8999 4,97050,9005 4,9705

Diperoleh berat katalis yang dibutuhkan = 4.293,3368 kg.

F-19

Menghitung volume total tumpukan katalis

V W

katalis

V 4.293,3368 kg

16,5128m3

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

4W ID2 katalis

Dengan :

Z

V

w

ρkatalis

ID

= tinggi tumpukan katalis (m)

= volume katalis dalam tube (m3)

= berat katalis (kg)

= densitas katalis (kg/m3)

= diameter dalam tube (m)

Maka tinggi katalis keseluruhan :

Z 4 x 4.293,3368

12.574,923m

Dipilih tinggi tube standar 24 ft = 7,3152 m

Sehingga didapat tinggi tumpukan katalis :

Z = 80% dari tinggi tube yang dipilih

260 kg/m

3

Z

.0,0409 x 260

2

F-20

= 80% x 24 ft

= 19,2 ft = 5,8522 m

Menghitung jumlah tube (Nt)

Jumlah tube yang dibutuhkan :

Nt = tinggi katalis keseluruhan tinggi katalis per tube

Nt = 12.574,923 2.149 tube

MECHANICAL DESIGN REAKTOR

Tube

Ukuran tube (Kern,1983):

Susunan tube

Bahan

Diameter nominal (NPS)

= Triangular pitch

= Stainless steel

= 1,50 in

Diameter luar (OD) = 1,90 in = 0,0483m = 0,1583 ft

Diameter dalam (ID)

Schedule number

= 1,61 in = 0,0409 m = 0,1342 ft

= 40

Luas penampang = 2,04 in2 = 0,0013 m2

Tinggi tumpukan katalis

Panjang pipa (L)

= 5,8522 meter

= 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

5,8522

F-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

0,14

7,8.0,021.k f .Re0,8 .P 0,33.

hi IDt

(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)

at Nt at ' (F.52)

= 250. ( .IDt

2

)

= 3,1482 m2

Mass velocity (Gt)

Gt a t

t

25.135,0803

31,4167

= 800,0552 lb/jam.ft2

wr

4

W

F-22

Maka,

2. Shell

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

Ukuran Shell

Diameter dalam shell (IDs)

IDs = 40,866NtP 2

0,5

(Brownell & Young, 1979)

= 40,8662.1492,3752

0,5

= 79,1985 in

= 6,5999 ft

= 2,0116 m

Jarak Buffle

Bs = IDs x 0,3

(F.56) = 2,0116 x 0,3

T

= 0,6035 m

= 23,7956 in

F-23

= 1,99 ft

Koefisien transfer panas dalam shell

Shell Side atau Bundle Crossflow Area (as)

a s

as

as

(P OD) IDs

B t

0,47579,198523,7956 2,375

= 376,3442 in2

= 2,6135 ft2

Mass Velocity (Gs)

Gs a's

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)

Re DeG s

pendingin

Re =

Re = 605,0893

Pt

W

F-24

(Kern, hal 137)

Dengan :

Kp = konduktivitas panas pendingin

Cpp = kapasitas panas pendingin

p = viskositas pendingin

= 0,3623 Btu/hr.ft.oF

= 1 Btu/lb.oF

= 1,8143 lb/ft jam

Dirt Factor (Rd)

- Liquid organik

- Pendingin

- Rd total

= 0,001 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

Ds = diameter shell (IDs) = 6,5999 ft

F-25

Mass velocity (Gs)

Equivalent diameter (De)

= 9.592,077 lb/jam.ft2

= 0,1145 ft

s correctedcoefficients = 1,0 (Hal.121 Kern, 1950)

untuk Re = 605,0893 maka diperoleh :

s = specific gravity

f = shell side friction factor

= 1

= 0,0018 ft2/in2 (Fig.29 Kern, 1950)

Ps 0,28404 psi

Tebal Shell

Spesifikasi bahan Stainless steel SA 167 Grade 11 type 316

Tekanan yang diijinkan (f)

Efisiensi sambungan (ε)

Corrosion allowanced

= 18.750 psi

= 0,8 (double welded joint)

= 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

F-26

Pd = 80,8279 psi

maka,

t s

80,8279122,0024/218.7500,8-0,680,8279

= 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 :

0,25

F-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:

w 1

. 3

rc

icr

(Pers. 7.76, Brownel&Young)

W = 1,75

Tebal head minimum dihitung dengan persamaan berikut:

th 2 f

P

0,2P c (Pers. 7.77, Brownell&Young)

= 0,7878 in

dari tabel 5.6 Brownell & Young untuk

th = 1 in

sf = 2 in

= 0,1667 ft

4

c.r .w

F-28

Spesifikasi head :

b=depth of

Bdish

OD

Asf

ID

ar

Gambar F.3 Desain head pada reaktor

t

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

D e pth of dish (b)

b rc rc icr2 D2 icr (Brownell and Young,1959.hal.87)

= 12,1782 in

OA icr

2I

F-29

Tinggi Head ( O A)

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 reaktor

= Tinggi pipa standar yang digunakan

= 24 ft

= 7,3152 m

= tinggi shell + 2.(tinggi head)

= 7,3152 + (2 x 0,5082)

= 8,2316 m

= 27.0064 ft

F-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

F-31

6. Volume Reaktor

a. Volume head dan bottom

Vhb2Volume head tan pa s f Volume head pada s f

20,000049 IDs3 4 IDs2 s f (Brownel, Young, 1959)

= 37,706 ft3

b. Volume shell

Vs 4 IDs2 Ls

= 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 :

diopt 293G0,5 0,37 (Brownel, Young,1959)

dengan

diopt = diameter dalam pipa, mm

G = kecepatan aliran massa fluida, kg/s

Ρ = densitas fluida, kg/m3

F-32

Pengecekan bilangan Reynolds

NReG ID 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

schedule number

OD

ID

Flow area per pipe, a’

= 1 1/2 in

= 40

= 1,900 in (0,0483 m)

= 1,610 in (0,0409 m)

= 2,04 in2 (0,0013 m)

F-33

Pengecekan Bilangan Reynold

NRe = G.ID a'. 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

Distance, shell to flange face, outside, J

Distance, shell to flange face, inside, K

= 12 5/8 in

= 6 in

= 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)

=

F-34


nominal pipe size

schedule number

OD

ID


= 1/2 in

= 40

= 0,840 in (0,0213 m)

= 0,622 in (0,0158 m)

= 0,304 in2 (0,0002 m)





2, hal.349) :

Size = 3/4 in

OD of pipe

Flange Nozzle thickness (n)

Diameter of hole in reinforcing plate (DR)

Length of side of reinforcing plate, L




= 1,313 in

= 0,2 in

= 1 7/16 in

= 10 in

= 12 5/8 in

= 6 in

= 6 in




=

F-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

schedule number

OD

ID


= 1 1/2 in

= 40

= 1,9 in (0,0483 m)

= 1,61 in (0,0409 m)

= 2,04 in2 (0,0013 m)


NRe =a'.

= 32,546.9557 (turbulen)



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

G.ID

F-36




= 12 5/8 in

= 6 in

= 6 in




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)


nominal pipe size

schedule number

OD

ID


= 3/4 in

= 40

= 1,313 in

= 0,622 in

= 0,304 in2 (0,0002 m)




=

F-37


2, hal.349) :

Size = 3/4 in

OD of pipe







= 1,313 in

= 0,2 in

= 1 7/16 in

= 10 in

= 12 5/8 in

= 6 in

= 6 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)


nominal pipe size = 2 in

schedule number = 40

F-38

OD

ID


= 2,3750 in (0,0603 m)

= 2,0670 in (0,0525 m)

= 3,3519 in2 (0,0022 m)





2, hal.349) :

Size = 2 in

OD of pipe







= 2,375 in

= 0,218 in

= 2 1/2 in

= 10 in

= 12 5/8 in

= 6 in

= 6 in


- Regular, Type H

- Low, Type C

= 7 in

= 3 1/2 in

Nozzle pendingin keluar

Diketahui :

G = 19.531,6890 kg/jam (5,4255 kg/s)

ρ = 1008,9773 kg/m3

µ = 0,65 cp (2,34 kg/m.jam)

=

F-39

Maka :

diopt = 226.G0,5.ρ-0,35

= 46,7701 mm (1,8413 in)

dari Tabel 11 (Kern, 1965)

nominal pipe size

schedule number

OD

ID


= 2 in

= 40

= 2,3750 in (0,0603 m)

= 2,0670 in (0,0525 m)

= 3,3519 in2 (0,0022 m)





2, hal.349) :

Size = 2 in

OD of pipe







= 2,375 in

= 0,218 in

= 2 1/2 in

= 10 in

= 12 5/8 in

= 6 in

= 6 in


- Regular, Type H

- Low, Type C

= 7 in

= 3 1/2 in

=

F-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).

F-41

Penyangga katalis berupa perforated plate dengan ketebalan tertentu.

Tekanan yang harus ditahan oleh bed support = tekanan operasi + tekanan

karena katalis

a. Tekanan operasi

Pdes14,7614,7

= 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

berat katalis Luaspenahan'.katalis

4293,3368 kg 1,5741.m2

= 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)

t d C'P

f

F-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 CphDp 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.

tp 1,10,0977 0,0015

0,518.750 0,25

F-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 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

Material flange

Bolting steel

Material gasket

Diameter luar shell, B

Ketebalan shell

Diameter dalam shell

= 242,5500 psi

= Carbon Steel SA-240 Grade A

= Carbon Steel SA–193 Grade B6

= soft steel

= 120 in

= 1,25 in

= 117,48 in

F-44

Tegangan dari material flange (fa)

Tegangan dari bolting material (fb)

= 15.000 psi

= 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:

di

y P.my [P(m1)] (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,

d i

18000 242,555,518000 [242,555,51 ]

= 1,0074

do

od

F-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) :

do d i

2

71,50125 70,6699

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

= 71,9199 in

c. Perhitungan beban

Dari Fig. 12.12 Brownell & Young 1959 kolom 1 type 1.a

bo = 2 0,25 in, b bo jika bo 0,25

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 :

N =

=

N

Hy = Berat beban bolt maksimum (lb)

F-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)


P = Tekanan operasi (psi)

Beban dari tekanan internal dihitung dengan Persamaan 12.89

Brownell & Young (1959) :

H = .G2

P

H π.71,91991 2

88,20

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.

4

4

F-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) :

Wm1

412.885,9883 m1

fb 20.000

20,644 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 = 0.8750 in diperoleh data sebagai

berikut :

Root area

Bolt spacing standard (BS)

Minimal radian distance (R)

Edge distance (E)

= 0,419 in2

= 3,00000 in

= 0,93750 in

= 0.75000 in

Jumlah baut minimum = Amroot area

= 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

A

1

F-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 :

NminAb actual fallaw

2 y π G

20,95 x 20.0002 x18.00 x3,14 x 71,9199

= 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) :

=

=

F-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)


Flange moment 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

F-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

F-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 =Y M max

fa B(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 = Y Mmax

f B=

23 x 474.898,7731 lb in

20.000 psia x 120 in

= 0,7111 in

Sehingga diambil ketebalan flange = ¾

F-52

Bolt

t = tebal flange

Gasket

d = diameter baut

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.

x3

Gambar F.9. Sistem Isolasi Reaktor

Perpindahan panas melalui tiap lapis tahanan di hitung dengan hukum Fourier dan A 2r L , diperoleh:

Q

2πL

T Tu

(Holman, 1997, pers.2-9) r r2 k1 k 2

Jika perpindahan panas disertai konveksi dan radiasi, maka persamaan di

atas dapat dituliskan :

3

1

2

1

rLnrLn

F-53

Q r

2πLT Tu (Holman, 1997, pers.2-12)

r r2 1k1 k 2 h c h r r3

Jika diaplikasikan dalam perhitungan perancangan tangki maka diperoleh :

Q r 2πLT Tu

k1

r k 2

r2 hc h r r3

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)

3

1

2

1

rLnLn

32

1

rLnLn 1 1

F-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 = (30 45) 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 = IDs

2=

2,0116 m = 1,0058 m

r1 = ODs

2=

2,0353m = 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)

Emisivitas (ε)

Densitas (ρ)

= 45 W/m.K (26,0005 Btu/jam.ft.oF)

= 0,54

= 7.801 kg/m3 (490 lb/ft3)

2

2

2

F-55

Bahan Isolator

Bahan isolasi yang digunakan adalah asbestos, adapun sifat-sifat fisis

dari magnesia 85% adalah sebagai berikut (Geankoplis,1993) :

Konduktivitas (k2)

Emisivitas (ε)

Densitas (ρ)

= 0,0710 W/m.K (0,0971 Btu/jam.ft.oF)

= 0,6

= 271kg/m3

Panas yang hilang dari dinding isolasi ke udara (Q3)

- Koefisien perpindahan panas radiasi (hr)

hr

σεT 4 T 4

T Tu (Geankoplis,1979)

Keterangan :

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

σ = Konstanta Boltzman, 5,676.108

ε = Emisivitas bahan isolator

Ti = Temperatur permukaan luar isolator (K)

Tu = Temperatur udara (oK)

Maka,

hr

5,6760,6308,15

100

4

303,15

100

4

308,15 303,15

= 3,8901 W/m2.K

- Koefisein perpindahan panas konveksi (hc)

Tf = ½ (T3 + Tu)

= ½ (308,15 + 303,15) K

= 305,65 K

3

3 u

F-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

h c 1,37 l

untuk NRa = 104 - 109 (Geankoplis,1979)

h c 1,24ΔT13 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 = Cpf

μf kf

= (1,0056).(1,9234.10 -5)0,0274

= 7,05.10-4

Gr = L ρ2

βgΔT

f

2f

3

μ

ΔT

F-57

= (7,31523 ).(1,12012 )(3,1646.10 -3)(9,806)(308,15 303,15) (1,9234.10 5 )2

= 205.984.101.369,1010

Maka :

NRa = 7,05.10-4 × 205.984.101.369,1010

= 145.404.556,0469

Jadi :

0,25

hc = 1,37 l

308,15 303,15 0,25

7,3152

= 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 :

Q2π LT Tu

r r r r2 1k1 k 2 h c h r r3

=

32

1

LnLn

ΔT

= 1,37

1

F-58

Dengan Q3 = Q, maka :

1.179,6647 r3=2π(7,3152) 308,15 303,15

1,0176 r 1,0058 1

45 0,0710 (5,1358)r3

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 – IDs

2).Ls.ρstell

= ¼.π.((2,0353 m)2 – (2,0116 m)2)(7,3152 m)(7.801 kg/m3)

= 4.282,4040 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

1,0176

LnLn

3

F-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

Berat Nozzle

2. Ukuran Nozzle

Berat Nozzle

= 1 1/2 in

= 10 lb (Brownell & Young, 1983)

= 1 7/16 in


- Nozzle produk tube

1. Ukuran Nozzle

Berat Nozzle

2. Ukuran Nozzle

Berat Nozzle

= 1 1/2 in


= 1 7/16 in


- Nozzle pendingin masuk shell

Ukuran Nozzle

Berat Nozzle

= 1 1/2 in


- Nozzle pendingin keluar shell

Ukuran Nozzle

Berat Nozzle

= 1 1/2 in


e. Berat isolator

Berat isolator = ¼.π.(ODisolator2 – ODshell

2).Ls.ρstell

= ¼.π.(2x1,1308m)2-(2,0480 m)2(7,3152)

x(271 kg/m3)

= 130,1744 kg = 286,982 lb

F-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

F-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 a

h thp

1/2 H

L

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

F-62

Keterangan :

H : tinggi total reaktor 26,5231 ft

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

2

1 1

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

Lebar flange

Web thickness

Ketebalan rata-rata flange

Area of section (A)

Berat/ft

= 10 in

= 4,944 in

= 0,594 in

= 0,491 in

= 10,22 in2

= 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

= 67,2204 (l/r < 120, memenuhi) (B & Y, 1959:201)

F-63

Stress kompresif yang diizinkan (fc):

fc18.000

2 118.000 r 2

18.000 219,1384 2

18.0003,26 2

= 14.388,1204 lb/in2

(Pers. 4.21, brownell and Young, 1959)

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

P4 Pw (H L) Σ W

n Dbc n(Pers. 10.76, B & Y, 1959)

Umumnya vessel dengan penyangga lug atau lug supported memiliki

ketinggian yang lebih rendah dibandingkan skirt supported vessel,

=

=

=

l

1

F-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 = Σ W

= 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 = P. a

(Pers. 10.98, B & Y, 1959)

= 69.752,5907 x 3,972

58,9806

= 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

(Pers. 10.98, Brownell and Young, 1959)

= 69.752,5907 / 9.419,9999

= 7,4047 in2 < A tabel (10,22 in2), sehingga memenuhi.

n

Z

P

F-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 = n b

= 20.132,7745

= 5.033,1936 lb

Luas lubang baut :

AboltPbolt

fbolt

5.033,1936

12.000

(Pers.10.35, B &Y, 1959)

= 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 =6 My

fallow

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

Mybolt ln

2 l

1

=

=

= 114 eP

P

4

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

F-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:

bl

= 9 5/8 in / 6 in

= 1,7708 in

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

γ1 = 0,08059

My = 17.438,1477

1 0,3ln

0,8125

1 0,0968

= 4.071,0719 lb-in

2

64

F-67

thp =64.071,0719

12.000

= 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

l=6"

h=20"

2"

a=3,97

2 1/4 "

tg=9/16"

A=10 5/8"

b=9 5/8" h=20"

1 1/4 “

2 1/4 “

Gambar F.13. Detail Lug

Base Plate Planning

Digunakan I- beam dengan ukuran 10 in dan 35 lb/ft

Panjang kaki (Hlug)

Sehingga berat satu lug

Beban base plate

Pb

= 19,1141 ft

= 19,1141 ft x 35 lb/ft

= 668,9942 lb

= berat 1 lug + P

= 668,9942 lb + 69.752,5907 lb

= 70.421,5849 lb

F-68

pa

le

m

n

m

0,8 fw

Gambar F.14. Sketsa area base plate

Base plate area :

Abp = f

70.421,5849 300

= 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

234,7386 in2

Didapat nilai n

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

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

= 4,4212 in

0,95

hb

Pb

=

F-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(1e 0,8. fw )

212,7976

0,8 4,9442

= 4,4212 in

mbaru =pa 0,95.hb

2

Tekanan aktual, Pa :

Pa

12,7976 0,95102

= 1,6488 in

b

70.421,5849 Abp, baru

163,7785

= 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

= 3,5338 in (digunakan plat standar 3 5/8 in)

=

=

=

P= =

F-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)

Luas bagian bawah (b)

= 14.400 in2 (120 in x 120 in)

= 15.625 in2 (125 in x 125 in)

= 108,5069 ft2

Tinggi pondasi

Volume pondasi

= 30 in

= 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

Tegangan tanah karena beban (T) = P/F < 10 ton/ft2

F-71

Keterangan :

P = Beban yang diterima tanah (lb)

F = Luas alas (ft2)

Jadi tegangan karena beban (г) :

Г tot

b

385.910,5356 108,5069

= 3.556,5515 lb/ft2

= 1,5877 ton/ft2 < 10 ton/ft2

Pondasi dapat dipasang pada tanah clay, sebab tegangan tanah karena

beban kurang dari safe bearing maksimal pada tanah clay.

= W

=

lampiran f(1)

Documents