F-1

F-26 n. Menentukan Ukuran Pipa Pemasukan dan Pengeluaran a) Pipa feed Tabel F.10. Densitas Liquid pada suhu umpan 344,47 K: Komponen Feed (kg/jam) wi ρkg/m 3 wi/ρ µ (Pa.s) Wi/µ C7H6O3 153,928 0,0350 981,3754 0,0000 0,0038 9,2531 CH 3 OH 2528,521 0,5745 732,8170 0,0008 0,0003 1.665,6838 C8H8O3 1533,507 0,3484 974,9133 0,0004 0,0012 293,3095 H2O 185,068 0,0421 876,7311 0,00005 0,0004 94,4837 H2SO4 532,651 0,1210 3.565,8368 0,00003 0,0076 16,0054 Total 4.401,0235 1,0000 3.565,8368 0,0012 0,0058 2.062,7301 ρ mix Σ 1 w i ρi = 816,3169 kg/m 3 xb µmix = xb = 4,8479E-04 Pa.s = 4,8479E-01 cp Temperatur = 71,32 o C (344,47 K) Laju alir massa, G = 4.401,023 kg/jam = 1,2225 kg/s Diameter optimum ( D, ) : i optimum D i, optimum = 366 G 0,53.μ 0,03. ρ -0,37 (Coulson 5.13 Vol. 6., 1983) 0,53 0,03 0, 37 = 3661,2225 x (4,8479E - 04 ) x(816,3169 ) = 27,0875 mm = 1,0664 in

Dipilih spesifikasi pipa (Kern, 1965, Tabel 11, hal.844) : Nominal pipe standar (NPS) Schedule number = 1,25 in = 40 (standar) ID = 1,380 in = 0,0351 m OD = 1,660 in A = 1,5 in 2 = 0,0010 m b) Pipa Gas Keluar dari Puncak Menara ρ = (BM.P)/(R.T) P = 1 atm R = 0,08026 m 3.atm/kmol.K Tabel F.11. Densitas dan Viskositas Gas Keluar dari Puncak Menara Komponen Vapor (kg/jam) Wi ρkg/m 3 wi/ρ µ (Pa.s) Wi/µ C7H6O3 0,0000 0,0000 4,9794 0,0000 0,00378 0,0000 CH 3 OH 2.515,8782 0,9996 1,1546 0,8657 0,00034 2.898,1443 C8H8O3 0,0000 0,0000 5,4846 0,0000 0,00119 0,0000 H2O 0,9253 0,0004 0,6495 0,0006 0,00045 0,8261 H2SO4 0,0000 0,0000 3,5361 0,0000 0,00756 0,0000 Total 2.516,8036 1,0000 12,2681 0,8663 0,0058 2.898,9704 Temperatur = 64,5952 o C (337,7452 K) Laju alir massa, G = 2.516,8036 kg/jam = 0,6991 kg/s Densitas gas campuran ( ) v 1 ρ mix (Coulson, 1983, pers.8.2) w Σ i ρi = 1,1543 kg/m 3

F-27 Keterangan : v = Densitas uap campuran (kg/m 3 ) P = Tekanan (atm) R = Konstanta gas (m 3.atm/kgmol.K) T = Temperatur (K). μ gas = 3,4495-04 Pa.s = 3,4495E-01 cp Diameter Optimum : D i, optimum = 366 G 0,53.μ 0,03. ρ -0,37 (Coulson 5.13 Vol. 6., 1983) 0,53 0,03 0, 37 = 366 0,6991 x 3,4495-04 = 226,0285 mm = 8,8988 in x 1,1543 Dipilih spesifikasi pipa (Kern, 1965, Tabel 11, hal.844) : Nominal pipe standar (NPS) Schedule number ID OD = 10 in = 40 (standar) = 10,02 in = 0,2545 m = 10,75 in A =78 in 2

F-28 c) Pipa Cairan Refluks di Puncak Menara Tabel F.12. Densitas dan viskositas cairan refluks di puncak menara. Komponen Refluks (kg/jam) Wi ρkg/m 3 wi/ρ µ (Pa.s) Wi/µ C7H6O3 0,0000 0,0000 1.386,9750 0,0000 0,00378 0,0000 CH3OH 1.281,7038 0,9996 749,0883 0,0013 0,00034 2.898,1443 C8H8O3 0,0000 0,0000 1.139,4548 0,0000 0,00119 0,0000 H2O 0,4714 0,0004 981,1847 0,0000 0,00045 0,8261 H2SO4 0,0000 0,0000 1.833,1849 0,0000 0,00756 0,0000 Total 1.282,1752 1,0000 0,001335 0,0058 2.898,9704 Temperatur Laju alir massa, G = 64,5952 o C (337,7452K) = 1282,1752 kg/jam = 0,3562 kg/s ρ mix Σ 1 w i ρi = 749,1534kg/m 3 μ mix = 3,4495E-04 Pa.s = 0,3450 cp Diameter optimum ( D, ) : i optimum D = 366 i, optimum G0,53.μ 0,03. ρ -0,37 0,53 0,03 0, 37 = 366 0,3562 = 14,4011 mm = 0,5670 in x 3,4495 E - 04 Dipilih spesifikasi pipa (Kern, 1965, Tabel 11, hal.844) : x 749,1534 Nominal pipe standar (NPS) Schedule number ID OD = 0,75 in = 40 (standar) = 0,8240 in = 1,05in A = 1,1 in 2

F-29 d) Pipa Cairan Keluar dari Dasar Menara Tabel F.13. Densitas dan Viskositas Cairan Keluar dari Dasar Menara Komponen Bottom (kg/jam) wi ρkg/m 3 wi/ρ µ (Pa.s) Wi/µ C7H6O3 153,9278 0,0817 1.306,8371 0,0001 0,0004 196,0756 CH3OH 12,6426 0,0067 680,3902 0,0000 0,0002 27,5860 C8H8O3 1.533,5069 0,8139 1.081,1990 0,0008 0,0003 2.920,5494 H2O 184,1426 0,0977 929,3250 0,0001 0,0002 437,8171 H2SO4 532,6509 0,2827 1.822,1368 0,0002 0,0012 243,3297 Total 1.884,2200 1,0000 0,000930 0,0012 3.582,0282 Temperatur = 125,4702 o C (398,6202 K) Laju alir massa, G = 1.884,22 kg/jam = 0,5234 kg/s ρ mix Σ 1 w i ρi = 1074,9441 kg/m 3 μ mix = 2,7917E-04 Pa.s = 0,27917 cp Diameter optimum ( D, ) : i optimum D i, optimum = 366 G 0,53.μ 0,03. ρ -0,37 0,53 0,03 0, 37 = 366 0,5234 x 2,7917E - 04 = 14,8965 mm = 0,5865 in Dipilih spesifikasi pipa (Kern, 1965, Tabel 11, hal.844) : x 1074,9441 Nominal pipe standar (NPS) Schedule number ID OD = 0,75 in = 40 (standar) = 0,8240 in = 1,050 in A = 1,1 in 2

F-30 e) Pipa vapor keluaran Reboiler ρ = (BM.P)/(R.T) P = 1,5 atm R = 0,08026 m 3.atm/kmol.K Tabel F.14. Densitas dan Viskositas vapor keluaran Reboiler Komponen vapor reboiler (kg/jam) wi ρkg/m 3 wi/ρ µ (Pa.s) Wi/µ C7H6O3 435,3762 0,0817 4,2190 0,0194 0,0004 196,0668 CH3OH 35,8397 0,0067 0,9783 0,0069 0,0002 27,6471 C8H8O3 4.337,3747 0,8138 4,6470 0,1751 0,0003 2.920,3756 H2O 521,0590 0,0978 0,5503 0,1777 0,0002 437,9840 H2SO4 1.509,5923 0,2832 2,9961 0,0945 0,0012 243,8064 Total 5.329,6495 1,0000 0,3790 0,0012 3.582,0735 Temperatur = 125,4702 o C (398,6202 K) Laju alir massa, G = 5.329,6495 kg/jam = 1,4805 kg/s Densitas gas campuran ( ) v ρ mix Σ 1 w i ρi = 2,6384 kg/m 3 μ gas = 2,7917E-04 Pa.s = 0,27917 cp Diameter optimum ( D, ) : i optimum D i, optimum = 366 G 0,53.μ 0,03. ρ -0,37 0,53 0,03 0, 37 = 366 1,4805 x 2,7917E - 04 = 236,3832 mm = 9,3064 in x 2,6384

F-31 Dipilih spesifikasi pipa (Kern, 1965, Tabel 11, hal.844) : Nominal pipe standar (NPS) Schedule number ID OD = 10 in = 40 (standar) = 10,98 in =11,25 in A = 110 in 2 1.) Menghitung Tebal Isolasi Distilation Column a.) Bahan Isolator Isolator yang digunakan adalah asbestos and bonding karena temperatur operasi di dalam distilasi besar, memiliki konduktivitas termal yang kecil sehingga efektif sebagai isolator. Sifat-sifat fisis (Walas,Tabel.8.20,1988) : Konduktivitas termal (k) = 0,053Btu/hr.ft o F Densitas ( ) = 18 lb/ft 3 Perpindahan panas yang melewati dinding menara adalah perpindahan panas dari sinar matahari secara radiasi, panas dari udara luar secara konveksi, kemudian melalui dinding isolasi dan dinding tangki secara konduksi.

F-32 b.) Bahan Konstruksi Distilasi Bahan konstruksi adalah carbon steel. (Perry, 1984). Perpindahan panas konduksi dalam silinder berlapis yang disusun seri seperti gambar berikut adalah: r1 r1 r2 r3 T1 r1 r2 T2 T3 Tu r3 Gambar F.7. Sistem isolasi menara. Perpindahan panas melalui tiap lapis tahanan dihitung dengan hukum Fourier dan A = 2πrL, diperoleh: Q 2L (T T ) 1 u (Holfman, 1997, pers.2-9) r2 r3 ln ln r 1 r2 k k 1 2 Jika perpindahan panas disertai konveksi dan radiasi, maka persamaan di atas dapat dituliskan: Q 1 u (Holman, 1997, pers.2-12) r2 r3 ln ln r 1 r 2 k k 1 2L (T T ) 2 1 h c h r r 3 Jika diaplikasikan dalam perhitungan perancangan tangki maka diperoleh: Q = ln r k 2 p r x ln 2 r 1 k 2L (T T ) is is r 1 2 u 1 h h (r x ) c r 2 is Keterangan : x is = Tebal isolasi (ft )

F-33 r 1 r 2 r 3 = Jari jari dalam tangki (ft) = Jari jari luar tangki (ft) = Jari jari luar isolasi (ft) T 1 = Temperatur permukaan tangki bagian dalam ( o F) T 2 = Temperatur permukaan tangki bagian luar ( o F) T 3 = Temperatur luar isolasi ( o F) Tu = Temperature udara ( o F) k p = Konduktivitas termal tangki (Btu/hr.ft o F) k is = Konduktivitas termal isolasi (Btu/hr.ft o F) h c = Koefisien konveksi (Btu/hr.ft 2 o F) h r = Koefisien radiasi (Btu/hr.ft 2 o F) Untuk menghitung perpindahan panas dari luar ke dalam shell, harus dihitung terlebih dahulu temperatur kesetimbangan radiasi pada permukaan dinding luar yang terkena sinar matahari pada temperatur udara lingkungan sekitar shell. Pada keadaan kesetimbangan radiasi, jumlah energi yang terabsopsi dari matahari oleh suatu material sama dengan panjang gelombang radiasi yang bertukar dengan udara sekelilingnya (J. P. Holman, 2002, 9 th ed). Temperatur permukaan dinding luar dihitung dengan persamaan berikut: q A sun sun low temp. T 4 T 4 surr (J P Holman, 1979, 6th ed) Keterangan ; q A α sun sun α low. temp = Fluks radiasi matahari (W/m 2 ) = Absorptivitas material untuk radiasi matahari = Absorptivitas material untuk radiasi pada 25 o C

F-34 σ = Konstanta Boltzman = 5,669 x 10-8 W m 2 K 4 T surr = Temperature lingkungan (udara) Data perhitungan : r 1 r 2 = 20 in (1,67ft) = 20,2500 in (1,6875 ft) T 1 = 398,6202 K (257,8464 o F) Tu = 35 o C (308,15 K; 95,0000 o F) k p k is L = 25,7305 Btu/hr.ft 2 o F = 0,0530 Btu/hr.ft 2 o F = 22,4436 m (73,6336 ft) c.) Temperatur isolasi permukaan luar : Isolasi yang digunakan akan di lapisi dengan cat (pigmen) berwarna putih. Berdasarkan Tabel 8.3 (Holman,1979), diperolah data : q A sun = 500 W/m 2 surya = 0,18 suhu rendah = 0,8 σ = 5,669 10-8 W m 2 K 4 W m 8 W 4 4 4 0,18 0,8 5,669 10 [T 303,15 ] 500 K 2 2 m K

F-35 T 3 = 323,8620 K = 50,7120 o C = 123,2816 o F (temperatur pemukaan luar isolasi) d.) Panas yang hilang dari dinding isolasi ke udara: (1) Koefisien perpindahan panas radiasi h r 4 Ti T T T 1 2 4 u 4 T3 /100 T / 100 = u 5,676 T T 3 u (Geankoplis,pers.4.10-10,1979) 4 = 4 (323,8620 /100) (308,15/100) (0,55) (5,676) 323,8620 308,15 4 = 3,9429 W/m 2.K = 0,6944 Btu/hr.ft 2 o F Keterangan : h r = Koefisien perpindan panas secara radiasi (W/m 2 o K) ε = Emisivitas bahan isolator T 3 = Temperatur permukaan luar isolator ( o K) T u = Temperatur udara ( o K) (2) Koefisein perpindahan panas konveksi T f = ½ (T 3 + T u ) = ½ (323,8620 + 308,15) = 316,0060 K Sifat properties udara pada T = 316,0060 K (Geankoplis,Tabel.A3-3,1979)

F-36 ρ f = 1,1201 kg/m 3 Cp f = 1,0056 kj/kg K µ f = 1,923x10-5 kg/m.s k f = 0,0274 W/m K β = 3,1714x10-5 1 K 3 2 L ρ gβδt N Gr 2 ( SI ) (Geankoplis, 1993, Pers.4.7-4) μ = 3 3 2 5 1 8,1909 m 1,1201kg/ m 9,8067m/ s3,1714.10 K 323,8620 308,15 0,00002 kg/ m. s 2 = 9,106 E+09 N C p. k Pr (Geankoplis, Pers.4.7-4.1993) o 1,0056 kj / kg. K 0,00002kg/ m. s = = 0,70446 o 0,0274 W / m. K o K N Ra NGr N Pr (Geankoplis, Pers.4.7-4.1993) = 9,106 E+09 0,70446 = 6,415E+09 Berdasarkan Tabel 4.7-2 (Geankoplis,1993, hal. 256), untuk silinder vertikal dan N Ra = > 10 9, maka koefisien perpindahan panas konveksi dirumuskan sebagai berikut : h c 1,24. T 1/ 3 = 1/ 3 1,24 T3 Tu = 1/ 3 1,24 323,8620 308,15

F-37 = 3,1057 W/m 2.K = 0,5469 Btu/hr.ft 2. o F (h c + h r ) = (0,5469 + 0,6944) Btu/hr.ft 2. o F = 1,2413 Btu/hr.ft 2. o F q r = (h c +h r ) 2 π r 3 L (T 3 T u ) = (1,2413 Btu/hr.ft 2. o F) (2) (3,14) (r 3 ) (73,6336 ft) (123,2816 95) o F = 16.234,1288 r 3..(1) Panas yang keluar lewat dinding : q c r2 r ln ln 3 r 1 r 2 k k 1 2L (T T ) 2 1 u 1 h c h r r 3 2 o 26,872 ft (123,2816 95) F ln 2,0208 ft ln r3 2 ft ft 2,0208 o o 25,7305 btu / hr. ft. F 0,0530 btu / hr. ft. F 4.772,6942 ln r3 2,0208 0,0004 0,0530 1 1,2413 r 3 1 2 o 1,2413 btu / hr. ft. F r 3.(2) Perpindahan panas konduksi sama dengan perpindahan panas konveksi dan radiasi, sehingga : q r = q c 13783,8236 r 3 4.772,6942 ln r3 2,0208 0,0004 0,0530 1 1,2413 r 3 Dengan substitusi pers. (1) ke (2) maka diperoleh nilai diameter isolator (r 3 ) adalah 2,8646 ft Jadi : r 3 = 2,8646 ft

F-38 Tebal isolasi (x is ) x is = r 3 r 2 = 2,8646 ft 2,7708 ft = 0,0937 ft = 1,125 in = 2,8575 cm q loss = (h r + h c ) Ta.π. r 3. L. (T i - T u ) = 5276,6838 Btu/jam e. Panas Hilang dari Head dan Bottom Assumsi : * Tebal isolasi head sama dengan tebal isolasi dinding * (h r + h c ) head sama dengan (h r + h c ) dinding silinder * Luas head sama dengan luas bagian atas silinder Persamaan panas hilang dari head menara: q = (hr + hc). A. (T i T u ) A = Surface of head = 0,842 D 2 (Tab 18.5, Wallas, 1990:627) = 31,9764 ft 2 Jadi panas yang hilang dari head menara distilasi adalah : q = (1,2413 Btu/ft 2.jam. o F). (31,9764 ft 2 ).( 28,2816 o F) = 1.122,5949Btu/jam Panas total yang hilang ke lingkungan: q = Panas hilang dari dinding menara + (2 x panas hilang dari head) = 5726,6838 Btu/jam + (2 1.122,5949 Btu/jam) = 7.521,8737Btu/jam

F-39 2.) Pengaruh Angin dan Gempa Terhadap Ketebalan Shell Menara Perhitungan awal tebal shell dan head menara telah dilakukan. Menara cukup tinggi sehingga perlu dicek pengaruh angin dan gempa, Spesifikasi menara: OD shell = 40 in = 3,3 ft Tinggi menara Tekanan operasi = 26,8728 ft = 322,4738 in = 1,0 atm Bahan konstruksi = stainless steel SA-167 Grade 11 tipe 316 Tinggi skirt Tebal isolasi = 10,0000 ft = 0,0937 ft = 1,125 in = 2,8575 cm OD Diameter,d = OD + + 2 sf + 2 24 3 icr 40 = 40 + + 2(2) + 2 24 3 (3,25) = 48,5833 in Beban head = d 2 t 4 1728 = 3,14 48,5833 4 2 x 0,25 490 1728 = 164,19 lb

F-40 Up wind Down wind f wx atau f sx f ap f ap f dx f wx atau f sx f dx Gambar F.8. Kombinasi stress pada menara distilasi. a.) Pemeriksaan tebal shell (1) Stress pada kondisi operasi (a) Perhitungan stress aksial dalam shell di ts P desain = 40 in = 0,3125 in = 17,6352psi f ap P d (Pers. 3.13, Brownell, 1959) 4 t c s 17,6352 40 f ap = 940,544psi 4 0,3125 0,125 keterangan : f ap = stress aksial shell, psi d = diameter dalam shell, in p = tekanan desain, psi ts = tebal shell menara, in c = corrosion allowance, in (b) Perhitungan berat mati (dead weights) Shell Diketahui :

F-41 Do = Diameter luar shell = 3,3854 ft (tanpa isolator) Di = Diameter dalam shell = 3,3 ft ρ s = densitas shell = 490 lb/ft 3 W 2 2.( Do Di ). s X (Pers. 9.1, Brownell, 1959)(F.60) 4 shell. W shell = 112,8574 X (lb) f dead wt shell = 3,4 X (Pers. 9.3a, Brownell, 1959) X = jarak dari puncak ke bawah, ft Isolator Diketahui : D ins W ins = diameter termasuk isolator = 3,4531ft = berat isolator ρ in = densitas isolator = 18 lb/ft 3 t ins = tebal isolator W 12 = 0,0937 ft = 1,1250 in 2 ins. Dins. X. tins. ins (Pers. 9.2, Brownell, 1959) Wins = 63,1827X (lb) f dead ins. = ins. X. tins 144( t c) s (Pers. 9.4a, Brownell, 1959) f dead wt ins. = 0,75X Attachment Wt isolasi = π.(d o 2 - d i 2 ).L/4 = 3,14 x (3,384 2 3,3 2 ) x 26,872 4

F-42 = 7,3819 lb/ft Wt top head = 164,19 lb Wt tangga = 25 lb per ft (pp.157, Brownell, 1959) Wt over head vapor line = 28,56 lb per ft (App.K, Brownell, 1959) Total Wt = 164,19+ 60,9419 X Dari Pers. 9.6, Brownell and Young, 1959 : Dm = diameter shell = 3,3854ft (tanpa isolator) t s = 0,2500 in Σ Weight of f dead wt attachment. = 12..D m attachments.(t c) 164,19 + 60,9419X = 12 3,3854 (0,2500 0,125) = 6,8647 + 2,5480 X Berat Tray + liquid (Dibawah X = 4 ) dihitung sebagai berikut : s X 4 n 1 2 X 2 1 ( liquid trays ) wt f dead wt (liquid + trays) = 12.. D. t c m X = 2,7778 1 2 = 1,3889 X - 2,7778 X. D 1x25x 2 4 12.. D t c s m. s m Wt tray = 25 lb per ft (pp.157, Brownell and Young, 1959) f dx = f dead st shell + f dead wt iso. + f dead wt trays + f dead wt attach. f dx = 8,0868 X + 4,0869

F-43 (2) Perhitungan stress karena beban angin P angin = 25 lb/ft 2 (Tabel 9.1 Brownell, 1959) f wx = 15,89 d d 2 o. X t c s eff 2 (Pers. 9.20, Brownell, 1959) d eff = diameter efektif shell untuk beban angin, in = kolom yang diisolasi + tangga = 42,8750 in f wx = 2,2016X 2 (3) Perhitungan stress gabungan pada kondisi operasi (a) Kombinasi stress dalam pengaruh angin Up wind side, f tensile f t(max) = f wx + f ap - f dx (Pers. 9.78, Brownell, 1959) = 2,2016 X 2-8,0868 X + 936,4571 f = 17000 psi E = 0,8 (double welded butt joint : Brownell & Young, 1959) f allowable = f x E = 13600 psi f allowable = f t(max) 13600 = 2,2016X 2-8,0868 X + 936,4571 0 = 2,2016X 2-8,0868 X -12.663,5429 X 2 = a = 2,2016 X = b = -8,0868 c = -12.663,5429 x 1 = 77,7004ft

F-44 x 2 = -74,0273 ft Down wind side, f compresi, (fc) f c(max) = f wx - f ap + f dx (Pers. 9.80, Brownell, 1959) = 2,2016 X 2-8,0868 X + 936,4571 dari stabilitas elastis, dengan pers: fc = 1,5 x 10 6 (t/r) < 1/3 y.p (Pers. 2,25, Brownell, 1959) keterangan : t = ketebalan shell = 0,3125 in r 1 = jari-jari dalam shell = 33,0000 in yield point = 50.000 psi (Tab.3.2, Brownell and Young, 1959) 1/3.y.p fc = 14.204,5455 psi = 16.666,6667 psi 16.666,66667 psi karena fc lebih kecil dari 1/3 y.p, maka digunakan fc = 14.204,5455 psi fc = f c(max) 14.204,5455 = 2,2016 X 2 +8,0868 X + -936,4571 0 = 2,2016 X 2 +8,0868 X + -15.141,0025 X 2 = a = 2,2016 X = b = 8,0868 c = -15.141,0025 x 1 x 2 = 81,1129ft = -84,7861 ft

F-45 (4) Stress pada kondisi ereksi Kondisi ereksi yaitu kondisi tower kosong, tanpa tray, tanpa insulasi, tanpa tekanan, pipa uap, dan hanya dipengaruhi oleh beban angin. (a) Perhitungan stress karena beban mati (f dw ) Upwind side, f dead wt shell = 3,4000 X (Pers. 9.3a. Brownell, 1959) beban mati lain: Wt top head Wt tangga = 164,19 lb = 25,0000 lb per ft Wt over head vapor line = 28,5600 lb per ft (+) Total = 53,5600 X + 164,19 f deadwt attachment, = Weight of Attachment 12.. D.( t c) m s (Pers.9.6, Brownell, 1959)(F.73) f dead wt attachment = 6,8647+ 2,2393 X f dw = f dead shell + f dead attach. = 5,6393 X + 6,8647 (b) Perhitungan stress karena angin d eff = 42,8750 in f wx = 15,89 d d 2 o. X t c s eff 2 = 2,2016X 2 (c) Perhitungan stress gabungan pada kondisi ereksi parsial Upwind side f t(max) = f wx - f dw (Pers. 9.78. Brownell, 1959)

F-46 f = 17000 E = 0,8000 = 2,2016X 2 2,2393 X 6,8647 f allowable = f x E = 13600 psi f allowable = f t(max) sehingga: 13600 = 2,2016X 2 2,2393 X 6,8647 0 = 2,2016X 2 2,2393 X 13.606,8647 X 2 = a = 2,2016 X = b = 2,2393 c = 13.606,8647 X 1 X 2 = 79,1259 ft = -78,1087 ft (d) Pemeriksaan terhadap stress karena gempa Untuk ketinggian total menara (vessel + skirt ) 36,8728 ft, berat menara plus attachment, liquids, dan lainnya dapat dihitung dengan mengalikan compressive stress total terhadap berat dengan luas permukaan penampang menara f dw shell = 49,9800 psi f dw ins = 118,8766 psi f dw attach = 956,7884 psi f dw tray + liquid = 21,8056 psi + f dw total = 1.147,4505 psi

F-47 Berat menara pada kondisi operasi ΣW = f dw(total) π d t s (Brownell, 1959, hal,177) = 1.147,4505 psi x 3,14 x 3,3 ft x 0,3125 ft = 312,76 lb W avg = 8,4821 lb per ft Berat menara pada kondisi ereksi Perhitungan fdw pada saat ereksi f dw shell = 49,9800 psi f dw attach = 35,1573 psi + f dw total ΣW = 85,1373 psi = f dw(total) π d t s = 85,1373psi x 3.14 x 3,3 ft x 0,3125 ft = 23,2058 lb 5. Vibration Vibrasi ditemui pada menara tinggi. Perioda dari vibrasi pada menara tinggi harus dibatasi, karena vibrasi yang berlangsung dalam perioda yang cukup lama akan menimbulkan suatu kerusakan pada menara. periode vibrasi: 5 H wd T = 2,65 10 D t 2 1/ 2 (Pers. 9.68. Brownell, 1959) = 0,0136 s Keterangan : T = periode vibrasi, s

F-48 H = tinggi menara total D = diameter menara w = berat menara = 36,8728 ft = 3,4531 ft = 8,4821 lb/ft ts = tebal shell menara (tebal shell + tebal isolator) = 1,4375 in dari tabel 9.3 Brownell and Young untuk zone 1 & T < 0,0136s diperoleh, C = 0,05 Momen karena gempa M sx = 4 WX 2 3 H X C (Pers. 9.71. Brownell, 1959) 2 H keterangan : M sx = momen bending, lb C = koefisien seismik = 0,05 (Tabel 9.3. Brownell, 1959) H = tinggi menara total = 36,8728 ft W = berat menara = 312,76 lb X = tinggi total menara tinggi skirt = 26,8728 ft M sx = 4CWX 2 3 H X H M sx = 2.782,3842 lb 2 Stress karena gempa, f sx M π r t sx f sx = 2 s c (Pers. 9.72. Brownell, 1959) = 4,3397psi

F-49 stress karena angin: f wx = 2,7426 X 2 = 0,5595 x (26,872) 2 ft = 1589,8877 psi f wx > f sx, maka f wx yang mengontrol dan perhitungan pengecekan tinggi menara benar. b.) Desain Stiffening Ring Untuk cylindrical shell P 4B a 3(Do/ t) (hal 32, Megyesy, 1983) Keterangan : Pa = Maksimum working pressure yang diizinkan, psig Do = diameter luar (termasuk isolasi) = 41,4375 in L = panjang dari vessel section, in = (panjang vessel tanpa head + 2 (tinggi dish-(tinggi dish/3)) = 327,2488 in t = ketebalan dinding vessel(tebal shell + tebal isolator = 1,4375 in Menentukan nilai B, diketahui nilai dari : P (tekanan desain luar) = 17,6352 psi L / Do = 7,8974 Do / t = 28,82 Dari grafik hal 40 (Megyesy), A = 0,0012

F-50 t operasi berkisar antara 148,2713 o F (temperatur top) dan 257,8464 o F (temperatur bottom) t operasi = 203,0589 o F, grafik hal 43 (Megyesy), B =12.500 Jadi, Pa = 578,1798 psig Karena nilai dari maximum allowable design pressure lebih besar dari design pressure maka tidak diperlukan pemasangan stiffeners, namun untuk mengantisipasi keadaan vacuum pada saat pengosongan kolom (biasanya saat shut down), maka pada bagian atas menara dipasang valve yang dihubungkan dengan alat kontrol tekanan. 3.) Peralatan Penunjang Kolom Distilasi a.) Desain Skirt Support Skirt adalah penyangga yang digunakan dan paling aman untuk menyangga vertikal vessel. Skirt disatukan dengan vessel menggunakan pengelasan kontinyu (continous welding), ukuran pengelasan ditentukan berdasarkan

F-51 ketebalan skirt. Ketebalan dari skirt harus mampu untuk menahan berat mati dan bending moment dari vessel. Ketebalan skirt harus lebih dari 6 mm. Momen pada base M P. D. H. h w is l (Megesy, 1983) Keterangan : P w = wind pressure = 25 lb/ft 2 (Tabel 9.1 Brownell and Young, 1959) D is = diameter vessel dengan isolatornya = 3,4531ft H = tinggi menara total = 26,8728 ft h l = lever arm = H/2 = 13,4364 ft Momen pada base (M) adalah= 25 lb/ft 2 x 3,4531 ft x 26,8728 ft x 13,4364 ft = 31.170,8574 ft.lb Momen pada ketinggian tertentu (batas antara penyambungan skirt) M T M h (V 0.5.P.D.h ) (Megesy, 1983) T w is T V = total shear = 2.319,88 lb h T = ketinggian skirt = 10 ft Momen pada batas penyambungan skirt M T = 31.170,8574 x 10 x (2.319,88 (0,5 x 25 x 3,4531 x10) = 12.288,4635 ft.lb

F-52 Menentukan tebal skirt 12 MT W R π SE D π SE t 2 (Megesy, 1983) Do = Diameter luar skirt, skirt dibuat bentuk cylindrical skirt = 41,4375 in E = Effisiensi penyambungan kolom & skirt = 0,6 (butt joint welding) M T = Momen pada penyambungan skirt&vessel = 12.288,4635 ft.lb R = Radius luar dari skirt = 20,7187 in S = Nilai stress dari head atau material skirt menggunakan bahan stainless steel = 15.000 psi W = Berat kolom (pada kondisi beroprasi) 312,76 lb t = ketebalan skirt = 0,0124 in (digunakan t = 0,1875 in) > 0,1875 in (memenuhi) Butt Weld tebal skirt Gambar F.9. Sketsa skirt menara distilasi.

F-53 b.) Desain Anchor Bolt Vertikal vessel harus merekat erat pada concrete fondation, skirt atau yang lain dengan anchor bolt dan base (bearing) ring. Jumlah anchor bolt harus 4 atau kelipatannya untuk setiap vertikal vessel, pada vessel yang tinggi sebaiknya menggunakan 8 buah anchor bolt. Agar merekat kuat pada concrete fondation, anchor bolt sebaiknya tidak dipasang terlampau dekat, yakni tidak kurang dari 18 in. Pada vessel diameter kecil agar jarak minimal dari anchor bolt terpenuhi, sebaiknya menggunakan conical skirt atau wider base ring with gussets, atau anchor bolt chair. Menentukan Maximum Tension T M W 12 (Megesy, 1983) A B C B keterangan : M = Momen pada base ring berdasar tekanan angin W = Berat vessel (pada ereksi) Diameter luar skirt = 31.170,8574 ft.lb = 23,2058 lb = 41,4375 in. Diameter tempat bolt-bolt dipasang diassumsikan sebesar 42 in (Megyesy, 1983) As = Area di dalam lingkaran bolt = 2.826,000 in 2

F-54 C B = Circumference pada lingkaran bolt = 188,4000 in Tension maksimum pada bolt = 132,2372 lb/lin-in Menentukan area bolt B T.CB S.N 4 (Megesy, 1983) B keterangan : T = Maximum tension dari bolt = 132,2372lb/lin-in S B = Maximum allowable stress value dari material bolt menggunakan bahan SA 307 = 15.000 psi (Megesy, 1983) C B = Circumference pada lingkaran bolt = 188,4000 in N = jumlah dari anchor bolts = 12 buah (dari tabel B, Megyesy, 1983) diperlukan bolt area = 0,1384 in 2. Dipakai bolt area seluas = 3,0200 in 2 dari tabel A (Megesy, 1983) untuk area bolt seluas = 3,0200 in 2

F-55 maka : ukuran bolt = 2,25 in bolt root area = 0,1384 in 2 faktor korosi = 0,1250 in 2 + 0,2634 in 2 Bolt area yang digunakan seluas (B 4 )= 3,0200 in 2 sehingga digunakan 12 buah bolt berukuran 2,25 in l 3 = 2,2500 in l 2 = 2,7500 in Desain anchor bolt chair Pada menara distilasi, anchor bolt didesain dengan menggunakan chair agar lebih kuat dan mampu untuk menahan menara bermuatan berat, digunakan bolt dengan ukuran 2,25 in maka dari tabel standar chair anchor bolt, tabel berdasarkan Scheiman A.D. Shorts Cuts to anchor Bolting and Base Ring Sizing, Petroleum Refiner, June 1963. (Megesy hal 76, 1983) A = 3 in E = 1,75 in B = 6 in F = 2,5 in C = 4 in G = 2,75 in D = 1 in

F-56 1,5 3 2 1 1 / 4 1 / 4 2,5 1/2 1,75 Gambar F.10. Sketsa anchor bolt chair. Stress pada anchor bolt S T.CB B.N B (Megesy, 1983) 4 = 687,4581 Jadi stress pada anchor bolt = 687,4581 psi < 15.000 (memenuhi) Berikut ini adalah gambar penyangga menara distilasi. shell skirt chair anchor bolt bearing plate Gambar F.11. Sketsa penyangga menara distilasi.

F-57 c.) Desain Base Ring / Bearing Plate Beban yang ditopang pada skirt, dilanjutkan ke pondasi menara melalui base ring. Base ring harus cukup lebar agar bisa mendistribusikan beban ke pondasi secara merata, sehingga cukup kuat untuk menahan beban menara. Menentukan maximum kompresi dari base ring M W Pc 12 (Megesy, 1983) A C s s keterangan : M = Momen pada base ring berdasar gempa W = Berat vessel (kondisi operasi) = 31.170,8574 ft.lb = 312,76 lb A s = Area di dalam skirt = 2.826,0000 in 2 C B = Circumference pada O.D skirt = 188,4000 in P c 12x31.170,8574 2.826,0000 = 134,0204lb/lin-in 312,76 188,4000 Menetukan lebar dari base ring P f c l (Megesy, 1983) b keterangan : f b = Safe bearing load pada concrete = 750 psi

F-58 P c = Kompresi maksimum pada base ring = 134,0204 lb/lin-in 1.618,3791 l 750 l = 2,1578 in Dari tabel A (Megesy, 1983 hal 69) digunakan bolt dengan ukuran 2,25 in. l 2 = 2,75 in l 3 = 2,25 in l i = 1 2 + 1 3 = 5 in Menetukan ketebalan base ring t B = 0,32.I i (Megesy, 1983) t B = 0,32 x 5 in Maka ketebalan dari base ring = 1,6 in d.) Desain flange tutup (head dan bottom) Data Perancangan : Tekanan desain Material flange = 17,6352 psi = SA 240 Grade C Tegangan material flange (fa) = 17000 psi Bolting steel Tegangan material bolt (fb) Material gasket = SA 193 Grade B7 = 20000 psi = Asbestos composition Diameter luar shell = 74,5752 in

F-59 Diameter dalam shell = 40 in Ketebalan shell = 0,3125 in t h Gasket W hg ht HG go R hd C HT g1 G g1/2 Gambar F.12. Dimensi flange. Perhitungan lebar gasket d d o i y pm = 1,0024 (Pers. 12.2 Brownell, 1959) y p(m1) keterangan : do = diamater luar gasket, in di = diameter dalam gasket, in p = internal pressure = 17,6352 lb/in 2 assumsi : digunakan gasket dengan tebal 1/16 in, dari fig 12.11 B & Y, diperoleh : y = yield stress (Fig. 12.11 B & Y) = 3700 lb/ in 2 M = faktor gasket (fig 12.11 B & Y) = 2,75

F-60 assumsi : diamater dalam gasket = diameter luar shell, do yaitu = 40 in, sehingga: do = 1,0024 40 = 40,0969 in jadi lebar gasket minimum = 0,0485 in = 0,1231cm digunakan gasket dengan lebar = 0,09 in Diameter rerata gasket, G = do + lebar gasket. G = 40,0969 in + 0,09 in = 40,1869 in Dari Fig 12.12 B & Y, kolom I, type Ia b o N 2 = 0,0450 in, bo < 0,25 in maka bo = b = 0,0450 in W m2 = Hy = b π G y = 0,0450 x 3,14 x40,1869 x 3700 = 21.010,1355 lb Beban untuk menjaga joint tight saat operasi. Hp = 2 b π G m p = 2 x 0,0450 in x 3,14 x 40,1869 x 2,75 x 17,6352 = 550,7699 lb

F-61 beban dari tekanan internal pers. 12.89 B & Y: H = 2 π G 4 p 2 3,14 x 40,1869 = 17,63 4 = 22.357,1022 lb Beban operasi total pers. 12.91 B & Y W m1 = H + H p = 22.357,1022 lb + 550,7699 lb = 22.908,1022 lb W m1 lebih besar dari W m2 sehingga W m1 sebagai beban pengontrol. Perhitungan luas baut minimum (minimum bolting area) pers 12.92 B & Y A m1 = W f m1 b keterangan : f b = tegangan material bolt = 20000 psi A m1 = 22.908,1022 20000 = 1,1454 in 2

F-62 Perhitungan ukuran baut optimum Dari tabel 10.4, Brownell & Young Digunakan baut berukuran 2,25 in sebanyak 12 baut. Bolt circle diameter yang digunakan 40,0969 in. C = 45,6344 in. E d R r Perhitungan diameter flange luar Gambar F.13. Detail ukuran baut. Flange OD (A) = bolt circle diameter + 2 E = 40,0969 in.+ (2 x 1,875) = 49,3844 in = 1,2544 m Periksa lebar gasket : A b actual =2,0490 5 = 9,2205 in 2 Lebar gasket minimum : Nmin = = A b actual f allow 2 y π G 9,2205 x 17000 2 x 3700 x 3,14 x 40,0969 = 0,1679 in < 0,4000 in (memenuhi)

F-63 Perhitungan momen Untuk bolting up condition ( no internal pressure) persamaan untuk mencari beban desain W = ½ (A b + A m ) f a (Pers. 12.91, Brownell, 1959) = ½ (9,2205 in 2 + 1,1454 in 2 ) 17000 psi = 88.110,1934 lb persamaan untuk mencari hubungan lever arm h G = ½ (C G) (Pers. 12.101, Brownell, 1959) (F.99) = ½ (45,6344 40,0969) in = 2,7237 in flange moment adalah sebagai berikut : (tabel 12.4) Ma = W h G (untuk kondisi beroperasi W = W m2 ) = 88.110,1934 lb x 2,7237 2 in = 239.987,1552 lb in Untuk H D digunakan persamaan 12.96 Brownell & Young. H D = 0,785 x B 2 x p B adalah diameter luar shell = 40,000 in H D = 0,785 x 40 2 in x 17,63 H D = 22.149,8112 lb The lever arm, gunakan persamaan 12.100 Brownell & Young. h D = ½ (C B) = ½ (45,6344 40)

F-64 = 2,8172 in The moment, M D gunakan persamaan 12.96 Brownell & Young. M D = H D x h D = 22.149,8112 lb x 2,8172 in = 62.400,1712 lb in H G dicari menggunakan persamaan 12.98 Brownell & Young. H G = W H = W m1 H = 22.908,1022 22.357,1022 = 550,7699 lb h G = ½ (C G) (Pers. 12.101, Brownell, 1959) = ½ (45,6344 40,1869) in = 2,7237 in momen dicari dengan persamaan 12.98 Brownell & Young M G = H G x h G = 550,7699 lb x 2,7237 in = 1.500,1409 lb in H T dihitung dengan menggunakan persamaan 12.97 Brownell & Young H T = H - H D = (22.357,1022 22.149,8112) lb = 207,5211 lb Hubungan lever arm adalah dengan persamaan 12.102 Brownell & Young. ht = ½ (h D + h G )

F-65 = ½ (2,8172 + 2,7237) = 2,7705 in The moment dicari dengan persamaan 12.97 Brownell & Young M T = H T x h T = 207,5211 lb x 2,7705 in = 574,9273 lb in Jumlah momen pada kondisi operasi, M O M O = M D + M G + M T (Pers. 12.99, Brownell, 1959) = 62.400,1712 + 1.500,1409 + 574,9273 = 64.475,2394 lb in Momen operasi adalah momen pengontrol, sehingga M max = 64.475,2394 lb Perhitungan tebal flange t = Y M f B a max Diketahui: K = A/B = 1,2346 dari fig. 12.22 Brownell didapat nilai Y = 13 sehingga di dapat ketebal flange adalah, t = 1,1102 in

42,25" 12,25" 42,25" 27" 9" 26.25" 1,25" 28,75" 3" 6" 5" 2,0764" 1,25" 20' 24,5" F-66 Bolt t = tebal flange Gasket d = diameter baut Gambar F.14. Detail untuk flange dan bolt pada head menara. 4.) Desain manhole acces Setiap pressure vessel yang dalam operasinya melibatkan liquid ataupun vessel yang di dalamnya terdapat alat lain seperti impeler, packing, plate dan lainnya sebaiknya dilengkapi dengan manhole yang tujuannya untuk pemeriksaan dan perbaikan. Untuk vessel dengan diameter antara 48 in sampai 96 in, digunakan manhole dengan diameter dalam minimal 15 in. (Megyesy, 1983). Manhole dipasang dengan tujuan sebagai tempat untuk perbaikan plate. Gambar F.15. Detail desain manhole

F-67 Diameter vessel Tinggi menara = 73,9502 in = 26,8728 ft (tanpa penyangga) Maka Konstruksi manhole berdasarkan rekomendasi API Standard 12 C (Brownell and Young, appendix F item 3 dan 4 ) : Diameter manhole Ketebalan cover plate Bolting-flange thickness after finishing = 20 in = 5/8 in = 1/2 in Dimensi manhole 20 in berdasarkan rekomendasi API Standard 12 C : Ketebalan manhole Ukuran Fillet Weld A Ukuran Fillet Weld B Approx radius (R) Length of side (L) Width of renforcing plate (W) Max diameter of hole in shell Inside diameter of manhole Diameter bolt circle (DB) Diameter of cover plate (DC) = 5/8 in = 1/4 in = 5/8 in = 5/8 in = 45 in = 53 1 / 4 in = 25 1 / 4 in = 20 in = 26 1 / 4 in = 28 ¾ in