Shell and Tube

ALAT PENUKAR KALOR SHELL AND TUBE

Prof. Dr. Ir. Bambang Teguh P., DEA

PENDAHULUAN

• Terdiri dari (tube-bundles) yg dipasangkan di dalam shell ygberbentuk silinder (Gambar 1)

• Dua jenis fluida yg saling bertukar kalor mengalir secaraterpisah, masing melalui sisi tube dan sisi shell

• Bagian ujung-ujung dari tube bundle dikencangkan padadudukan tube yg disebut tubesheets, yg sekaligus berfungsimemisahkan fluida yg mengalir di sisi shell dan di dalam tube

Gambar 1

Tube bundles

Shell

Tubesheet

PENDAHULUAN

• Walaupun dewasa ini sangat banyak jenis APK yg dikembangkanpada industri, namun APK jenis shell and tube masih jauh lebihbanyak digunakan

• beberapa keuntungan dari APK jenis ini, diantaranya lain adalah

1. Konfigurasinya memberikan luas permukaan yang besar untukvolume yang kecil

2. Mempunyai lay-out mekanik yang baik : bentuknya baik untukoperasi yang bertekanan

3. Dapat dibuat dari berbagai jenis material yang disesuaikandengan kondisi operasionalnya

4. Mudah membersihkannya5. Teknik fabrikasi dan prosedur perencanaanya sudah mapan

KONSTRUKSI APK SHELL AND TUBE

• secara umum dapat dibagi menjadi empat bagian utama, yaitu

1. Bagian ujung depan yg tetap atau Front End Stationary Head, yg dalampraktek lebih sering disebut Stationary Head

2. Shell atau badan dari APK3. Bagian ujung belakang atau Rear End Head, yg dalam praktek sering

disebut Rear Head4. Berkas tube atau Tube-Bundles, yaitu kumpulan tube-tube yg berada di

dalam shell

Gambar 2

STANDAR TEMA

Gambar 3 Numenklatur menurutTEMA

Numenklatur menurut TEMA

1. Stationary Head-Channel2. Stationary Head-Bonnet3. Stationary Head Flange, Channel or Bonnet4. Channel Cover5. Stationary Head Nozzle6. Stationary Tubesheet7. Tubes8. Shell9. Shell Cover

10. Shell Flange-Stationary Head End11. Shell Flange-Rear Head End12. Shell Nozzle13. Shell Cover Flange14. Expansion Joint15. Floating Tubesheet16. Floating Head Cover17. Floating Head Cover Flange18. Floating Head Backing Device

Numenklatur menurut TEMA, lanjutan

Gambar 4 Numenklatur menurutTEMA

27. Tierods and Spacers28. Transverse Baffles or

Suppot Plates29. Impingement Plates 30. Longitudinal Baffle31. Pass Partition32. Vent Connection33. Drain Connection34. Instrument Connection35. Support Saddle36. Lifting Lug37. Support Bracket38. Weir39. Liquid Level Connection

19. Split Shear Ring20. Slip-on Backing Flange21. Floating Head Cover-External22. Floating Tubeshett Skirt23. Packing Box24. Packing25. Packing Gland26. Lantern Ring

UKURAN DAN TIPE APK SHELL AND TUBE

menyatakan ukuran APK, ada tiga unsur yg harus dicantumkan yaitu:

1. Diameter Nominaladalah diameter bagian dalam dari shell (dinyatakan dalam inch).Khusus APK tipe Ketel (tipe K), ukuran diameter shell-nya ditentukan dgn dua ukuran yaitu diameter bagian dalam shell yg berhubungan dgn stationary head (port diameter) dan diameter bagian dalam shell yg lain

2. Panjang Nominaladalah ukuran panjang dari tube-nya (dinyatakan dalam inch). Untuk tube yg lurus, panjang nominal sama dengan panjang tube ygsebenarnya. Untuk tube U, panjang nominal adalah diukur dari ujung tube yg lurus sampai ke bagian yg bengkok (to bent-tangent)

3. Tipe APKCara menyatakan tipe APK adalah dengan menggabungkan salah satu huruf dari masing-masing bagian APK seauai standar TEMA

MENYATAKAN UKURAN DAN TIPE APK SHELL ANT TUBE

beberapa contoh cara pemberian ukuran dan tipe APK:

1. APK ukuran 23-192 Tipe AESArtinya: APK dengan split ring floating head. Diameter dalam shell adalah23 inch dan panjang tube adalah 192 inch

2. APK ukuran 19-84 Tipe BGUArtinya: APK tipe Bonnet untuk stationary head dan aliran shell yg split (G) serta berkas tube berbentuk U. Diameter dalam shell 19 inch danpanjangnya adalah 84 inch

3. APK ukuran 23/37-192 Tipe CKTArtinya: Reboiler dengan pull-throught floating head (tipe T) denganshell tipe Kettle. Stationary head bersatu dengan tubesheet (tipe C). Diameter shell yg berhubungan dgn stationary head (port diameter) 23 inch dan diameter dalam shell 37 inch. Panjang tube 192 inch

STANDAR

• Yg umum biasanya dari Amerika seperti TEMA Standards, ASME Code, API Standards, ASTM dan lain-lain

• Juga British Standard seperti BS 3274 dan BS 5500. • Standar tersebut memuat hal-hal tentang perencanaan (design),

fabrikasi, pemilihan material konstruksi, pengujian (testing) shell dantube, baffle dan support, floating head, nozzle, tubesheet dan lain-lain.

TEMA telah mengklasifikasikan APK dalam tiga kelas yaitu:

• Kelas Radalah APK yg tidak mengalami proses pembakaran dlm penggunaanya, dan secara umum dipergunakan untuk proses pengolahan minyak atausetidak-tidaknya berhubungan dengan aplikasi dalam pengolahan minyak

• Kelas C, sama dgn kelas R, hanya saja umumnya sering digunakan pada tujuan-tujuan komersial dan dalam proses yg umum

• Kelas B,sama seperti kelas di atas, hanya saja dipergunakan untuk proses-proseskimia (chemical process service)

KRITERIA SELEKSI SEGI MEKANIKAL UNTUK MENUNJANG RANCANGAN TERMAL

• Aspek mekanikal sangat luas, diantaranya meliputi shell, tubes lay-outs, tubes, tube pitch, baffles, nozzle dll.

• Beberapal yg sangat berpengaruh terhadap perancangan termal sehinggaAPK bisa memenuhi kebutuhan operasionalnya antara lain:

1. SHELLDimensi,• BS 3274 mencakup shell dari diameter 6 inch (150 mm) s/d 42 inch

(1067 mm); • TEMA mencakup diameter shell s/d 60 in (1520 mm). • Diameter shell harus dipilih agar menutup tube bundles dengan pas,

yang dalam praktek hal ini ditujukan untuk mengurangi bypass melaluikeliling luar tube bundles. Harga clearence diberikan pada gambar 5

Jenis shell dan shell pass• Jenis-jenis shell sudah ditunjukkan dalam gambar 3 (standar TEMA)• Jenis shell dengan lintasan tunggal sering digunakan• Shell dgn dua lintasan digunakan bila beda temperatur antara sisi tube

dan sisi shell tidak menguntungkan bila digunakan lintasan tunggal

Gambar 5. Clearence antara Diameter dalam sahell dandiameter Tube Bundle

2. TUBE

• Parameter pemilihan tube al. ialah: bahan tube yang sesuai dengan suhu, tekanan dan sifat korosi fluida yang mengalir;

• ukuran tube menyangkut diameter dan panjangnya

Dimensi• Diameter tube yg biasa digunakan berkisar antara 5/8 inch (16 mm)

sampai 2 inch (50 mm) O.D. • Ketebalan tube dipilih dengan memperhatikan tekanan kerja dan

kerusakan karena korosi. • Panjang tube yg lebih disukai adalah 6 ft. (1,83 m), 8 ft (2,44 m), 12 ft

(3,66 m) dan 16 ft (4,88 m)

Susunan tube (tube arrangements)• Susunan tube akan mempengaruhi baik buruknya perpindahan panas. • pemilihan harus mempertimbangkan sistim pemeliharaan yang akan

dilakukan (dengan mekanikal atau secara kimiawi} • aliran laminer atau aliran turbulent, bersih atau kotor aliran fluida yg

mengalir di luar tube juga mempengaruhi susunan dari tube.

Susunan tube (tube arrangements), lanjutan• Biasanya disusun dalam bentuk equilateral triangular, rotated triangular,

square atau rotated square, lihat gambar 6. • Susunan triangular dan rotated square memberikan laju perpindahan

panas lebih tinggi

Gambar 6. Susunan Tube

pt

Triangular

pt

Square

pt

Rotated Square

Jarak Tube (Tube Pitch)• Erat hubungannya dengan ukuran tube; susunan tube dan sistim

pembersihan yang dilakukan pada bagian luar tube. • Biasanya berkisar 1,25 - 1,50 kali diameter luar tube. • Untuk keperluan memebersihkan sisi luar tube secara mekanik, maka jarak

itu dapat ditambah sebesar minimun 0,25 inch (6,4 mm) atau untuk fluidayg bersih hanya 0,125 inch (3,2 mm)

Laluan aliran di dalam tube (Tube pass)• Aliarn di dalam tube biasanya dibuat bolak-balik dlm sejumlah laluan

(pass), untuk memperpanjang lintasan aliran. • Jumlah pass dipilih untuk memberikan kecepatan aliran sisi tube sesuai

dengan yg dibutuhkan dalam desain

Six tube passes

Four tube passes

Two tube passes

Gambar 7. Tube passes

3. SEKAT (BAFFLES)

• untuk membelokkan atau membagi aliran, dan juga untuk menaikkan kecepatan aliran fluida yg berarti memperbaiki laju perpindahan panas.

• menentukan jenis sekat diperlukan pertimbangan teknis dan operasional karena mempengaruhi besarnya penurunan tekanan, bentuk aliran fluida, distribusi aliran dll.

• beberapa jenis sekat yg dapat dipilih : (gambar 8) - sekat berbentuk segment, - sekat batang (rod), - longitudinal baffle,

• Jenis sekat yg paling banyak digunakan adalah single segmental baffle.• Untuk menentukan dimensi segmental baffle sering digunakan istilah

baffle cut, yaitu tinggi dari segment yg dipotong dari baffle dan dinyatakan dengan prosentase terhadap piringan baffle.

• Baffle cut yang digunakan bervariasi antara 15% s/d 45%. • Pada umumnya baffle cut 20% s/d 25% adalah optimum, dan

memberikan laju perpindahan yang baik tanpa adanya penurunan tekanan yang berarti

Single Segmental Baffle

Helical Baffle

3. SEKAT (BAFFLES

Doughnut Baffle

Gb. 8. Jenis Baffle

Rod Baffle

PERTIMBANGAN UMUM DLM PERANCANGAN

1. Fluida dalam shell atau dalam tubeSelama tidak terjadi perubahan fasa fluida, berikut ini beberapa faktor yang harus diperhatikan:

• CleanabilityFluida yang bersih biasanya dialirkan sebelah shell dan fluida yang kotor melalui tube (membersihkan sisi shell jauh lebih sulit)

• KorosiPada banyak hal, fluida yang korosif selalu dialirkan di sisi tube, untuk menekan biaya karena mahalnya harga logam paduan

• Tekanan kerjaShell yg bertekanan tinggi, diameter besar, akan diperlukan dinding yg tebal, ini akan mahal. Fluida bertekanan tinggi, lebih baik dialirkan melalui tube

PERTIMBANGAN UMUM DLM PERANCANGAN

• Temperatur fluidaFluida bertemperatur tinggi memerlukan paduan khusus, juga menurunkan tegangan yg dibolehkan (allowable stress) pada material, untuk menekan biaya lebih baik dialirkan melalui tube. Penempatan fluida panas pada sisi tube juga akan mengurangi temperatur permukaan shell sehingga mengurangi kehilangan panas dan memberikan keamanan pada para pekerja

• Penurunan tekanan (Pressure drop)Apabila penurunan tekanan merupakan hal yg kritis dan harus ditinjau secara teliti, maka sebaiknya dialirkan melalui sisi tube. Penurunan tekanan di dalam tube dapat dihitung secara teliti, sedangkan pressure drop sisi shell dapat menyimpang sangat besar dari nilai teoritis, tergantung pada clearance APK itu. Untuk penurunan tekanan yg sama, koefisien perpindahan panas yg lebih tinggi akan didapat pada sisi tube dari pada sisi shell, untuk itu fluida yg tidak dikehendaki adanya penurunan tekanan yg besar sebaiknya dialirkan di sisi tube

PERTIMBANGAN UMUM DLM PERANCANGAN

• ViskositasBatas angka kritis Re aliran turbulen pada sisi shell adalah 200. Koefisien perpindahan panas yg tinggi bisa dicapai dengan menempatkan fluida viskos pada sisi shell, selama alirannya turbulen.Karena itu bila aliran turbulen tidak bisa dicapai pada sisi shell, sebaiknya fluida tersebut dialirkan di sisi tube, karena koefisien perpindahan panas sisi tube bisa diprediksi dengan lebih akurat

• Jumlah aliran fluidaJumlah aliran fluida yg kecil sebaiknya dialirkan di sisi shell karena biasanya akan memberikan perencanaan yg lebih ekonomis

PERTIMBANGAN UMUM DLM PERANCANGAN2. Kecepatan fluida sisi shell dan sisi tube• Kecepatan tinggi memberikan koefisien perpindahan panas tinggi, akan

tetapi akan menaikkan pressure drop. • Kecepatan harus tinggi untuk menghidari terjadinya fouling, tapi jangan

terlalu tinggi karena bisa menyebabkan erosi. • Harga kecepatan yg digunakan dalam perancangan adalah:

Cairan :• Sisi tube; : 1 s/d 2 m/det. dan maksimum 4 m/det. jika diperlukan untuk

mengurangi fouling. Bila fluidanya air, kecepatan antara 1,5 s/d 2,5 m/det.• Sisi shell : 0,3 s/d 1 m/sUap :• kecepatan tergantung pada tekanan operasional dan massa-jenis fluida.• Harga terendah dibawah ini ditujukan untuk material yg mempunyai berat

molekul tinggi:Vacumm : 50 s/d 70 m/detTekanan atmosfir : 10 s/d 30 m/detTekanan tinggi : 5 s/d 10 m/det

PERTIMBANGAN UMUM DLM PERANCANGAN

3. Temperatur aliran fluida• Temperatur yg dimaksud adalah beda antara temperatur keluar aliran

suatu fluida terhadap temperatur masuk aliran fluida yg lain. • Besarnya perbedaan akan menentukan permukaan perpindahan

panas yg diperlukan untuk beban kerja yg sama. • Harga optimum tergantung pada kegunaan dan hanya bisa ditentukan

dengan analisa ekonomi dari rancangan

4. Penurunan tekanan• Dalam beberapa kegunaan, penurunan tekanan yg diijinkan, ditentukan

oleh kondisi proses. • Bilamana tidak dibatasi, perancang bisa melakukan analisa ekonomi

untuk menetukan penurunan tekanan guna mendapatkan rancangan APK yg hemat biaya operasinya termasuk pertimbangan biaya kapital dan biaya pemompaan

PERTIMBANGAN UMUM DLM PERANCANGAN

5. Sifat-sifat fisik fluida• Sifat-sifat fisika fluida yg diperlukan pada perancanag adalah ; massa

jenis, viskositas, konduktivitas panas dan korelasi temperatur-entalpi. • Pada korelasi yg digunakan untuk memprediksi koefisien perpindahan

panas, biasanya sifat-sifat fisik fluida ditentukan pada temperatur rata-rata masing-masing aliran.

• Hal ini dianggap cukup teliti bila perubahan temperatur cukup kecil. Bila perubahan temperatur besar, maka dapat memberikan kesalahanyg signifikatif.

• Dalam dilema seperti ini, prosedur yg sederhana dan cukup aman adalah:

• Gunakan Metoda LMTD – Umin• Gunakan Metoda Frank

• Jika belum juga teratasi, gunakan Metoda diagram T-H

PROSEDUR DLM PERANCANGAN

Didalam merancang APK, harus dipertimbangkan dua segi yaitu:

1. Informasi Proses :• Fluida yg digunakan, termasuk sifat-sifat dari fluida tersebut• Laju aliran fluida dan jumlah fluida yang digunakan• Temperatur masuk dan keluar dari fluida• Ada atau tidaknya perubahan fasa dan berapa besarnya• Tekanan operasi dan besarnya penurunan tekanan yang dijinkan

baik dari sisi shell maupun sisi tube• Faktor-faktor pengotoran (fouling factor)• Besarnya laju perpindahan panas (bisa juga dari perhitungan)

2. Informasi Mekanikal• Ukuran tube yg digunakan meliputi : diameter, panjang dan tebal tube• Tata letak serta susunan tube (vertikal,…, jarak,....)• Temperatur dan tekanan maksimum dan minimum yang diijinkan• Kode-kode khusus yang digunakan• Jenis material yang direkomendasikan untuk digunakan• Jaminan terhadap korosi sesuai dengan yang diperlukan

METODA PERANCANGAN

1. METODA LMTD Secara umum ditulis ,

mTAUQ ∆= LMTD.FTm =∆

• Untuk aliran Paralel, LMTD = LMTDP ; dan F = 1• Untuk aliran Berlawanan, LMTD = LMTDc ; dan F = 1• Untuk aliran yang lain, LMTD = LMTDc ; dan F ≠ 1

F = f ( P, R, bentuk aliran ) dan dibaca dari grafik

22 ε

T - TT - T

Pi 2,i 1,

i 2,o, == 21 R

T - TT - T

Ri 2,o 2,

o 1,i, ==

Beda temperatur rata-rata,

• ∆Tm, aliran paralel • ∆Tm, aliran berlawanan

dT2T2

T1,o

T2,o

T2,i

T1,i -dT1T1

dQ

m1

m2

∆Ta ∆Tb

dQ

m1

m2

dA

-dT2

T2

T1,o

T2,i

T2,o

T1,i

-dT1

T1

A

∆Tb

∆Ta

)TTln(

TT

)TTln(

TTLMTD

b

a

ba

a

b

ab

∆∆∆−∆

=

∆∆∆−∆

=

• Beberapa contoh Faktor Koreksi

Gambar 9. Faktor Koreksi

2. METODA Frank

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛∆∆

∆−∆=

ba

ab

baab

T . UT . Uln

T . UT . U AQ

Dimana

• Ua adalah koefisien perpindahanpanas menyeluruh yang dievaluasi berdasarkan sifat-sifatfisik pada terminal panas (T1,i danT2,o)

T2

T1,o

T2,i

T2,o

T1,i T1

∆Tb

∆Ta

a b

• Ub adalah sebaliknya yaitupada terminal dingin (T1,o danT2,i)

3. METODA LMTD - Umin

• Dari evaluasi Ua dan terminal dinginUb , dapat ditentukan koefisienperpindahan panas terendah Umin;

T2

T1,o

T2,i

T2,o

T1,i T1

∆Tb

∆Ta

a b

Umin = min (Ua , Ub)

• Untuk selanjutnya metodaLMTD klasik ditulis kembalidalam bentuk sbb:

Q = Umin . A . LMTD

4. METODA DIAGRAM T - H

Prinsip dari metoda ini adalah sbb:• Mengkonstruksi Diagram T–HBila diasumsikan laju aliran massa fluida panas dan dingin masing2

adalah m1 dan m2, keempat entalpi jenis H1,i ; H1,o ; H2,i dan H2,o (atau T1,i; T1,o ; T2,i dan T2,o) telah diketahui seperti pada gambar, kurvatemperatur fluida panas dan fluida dingin sebagai fungsi entalpi jenis darisalah satu fluida, misal fluida dingin, dapat diogambar sbb:

Ax

H2 ; T2 H2,iH2,o

H1,oH1,i H1 ; T1

Axx

• dari data2 sifat fisik fluida dingin, dapatdigambarkan kurva T2 = f(H2) sepanjangHE.

• Jika sebuah HE dengan aliranberlawanan spt. gambar, darikesetimbangan energi termal sepanjangAx diperoleh hubungan:

( )1

22211 m

mHHHH o,i, &

&−=−

• Mengkonstruksi Diagram T–H• dengan diketahui sifat fisik fluida panas dan hubungan T1 = f(H1),

maka dapat digambarkan kurva T1 = f(H2) seperti dicontohkan dalamgambar,

=dhm&

H2H2,iH2,o

T1,T2

T1,i

T1,oT2,o

T2,iZona 1

Zona 2 Zona 3 Zona 4

∆Ta ∆Tb

a b

• Berangkat daridiagram T – H sepertigambar, dimungkinkanuntuk membagi APK dalam sejumlahtertentu zona (n) dalam manatemperatur keduafluida berubahmendekati linier.

• LMTD setiap zona,

• Untuk setiap zona, beda temperatur rata-rata logaritmik kedua fluidadinyatakan dalam

( ) ( )( )( ) ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛∆∆∆−∆

=

−−

−−−=

b

a

ba

b

a

ba

TTln

TT

TTTTln

TTTTLMTD

21

21

2121

• Pada setiap zona, kesetimbangan panas dapat ditulis:

jjjj LMTDAUHm =∆ 22&

• Dgn m2 debit massa fluida dingin, ∆H2 perubahan entalpi fluida dingin, A luas per-pan, U koef. Per-pan menyeluruh, LMTD beda temp. rata-rata logaritmik, dan subskrip j menunjukkan setiap zona yg ditinjau,

• Dgn demikian kebutuhan luas perpindahan panas setiap zona dapatditentukan sbb;

jj LMTD.U

mA ⎟⎠

⎜⎝

= 22&

H ⎞⎛ ∆

• Luas perpindahan panas yang dibutuhkan ,

• Dengan diperolehnya Aj, maka luas permukaan perpindahan panastotal yg diperlukan Areq merupakan jumlah dari luas setiap zona;

∑=n

jreq AA1

• U dan LMTD rata-rata seluruh zona:

• Harga koef. perp-pan global rata-rata untuk seluruh zona Um, sbb:

jZona

jrea

m AUA

U ∑=1

mreq

outinm UA

HHmLMTD

−=&• LMTD rata-rata seluruh zona, LMTDm :

Koefisien Perpindahan Panas Global, U

( )ii

o

ifi

o

w

ioo

fooo dhd

dhd

kd/dlnd

hhU++++=

2111

moo TAUQ ∆=

( )ifiw

ioi

ifi

o

io

o

i hhkd/dlnd

dhd

dhd

U11

21

++++=

mii TAUQ ∆=

di

do

hohi

fouling

tube

hfo, hfi

do = diameter luar tube,di = diameter daslam tubekw = konduktivitas dinding,

L = panjang tube,A = luas per-pan,h = koef. Konveksi,hf = koef. fouling

Tabel 1. Tipikal koefisien perpindahan panas total ,U

Gambar 10. Perkiraan Koefisien Perpindahan Global, U (W/m2oC)

Faktor Pengotoran (Fouling Faktor)

• sangat mempengaruhi proses perpindahan panas. • Pengotoran pada bagian dalam dan bagian luar tube selalu terjadi

selama APK tersebut beroperasi. • Terjadinya pengotoran akan menaikkan tahanan panasnya, yg berarti

menurunkan koefisien perpindahan panas total (U)

• Beberapa faktor yg dapat menimbulkan pengotoran adalah:Temperatur fluida dan dinding tubeMaterial tube dan ketelitian pengerjaanKecepatan aliran fluidaNature fluida dan material depositWaktu atau lamanya beroperasi

Tabel 2. Nilai tipikal koefisien perpindahan panas di dalam fouling

Koefisien Perpindahan Panas di dalam Tube (fasa tunggal) , hi

1. Aliran Turbulenc

w

baPrReCNu ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛µµ

=

Nu: Bilangan Nusselt = f

hi

kdh

Nu =Re: Bilangan Reynolds=

µduρRe hi=

f

p

kµC

Pr =

dh: diameter hidrolis =basahkeliling

aliranpenampangluasx4

Pr: Bilangan Prandtl=

= di untuk tube

ui: kecepatan fluida di dalam saluran (m/s)kf: konduktivitas termal fluida (W/moC)µ: viskositas fluida pada temperatur fluida jauh dar dinding (N s/m2)µW:viskositas fluida pada temperatur dinding (N s/m2)Cp: panas jenis fluida (J/kgoC)

a biasanya 0,8 ; b = 0,3 untuk pendinginan dan 0,4 untuk pemanasanc = 0,14

• Persamaan umum yang digunakan dalam perancangan penukar kaloradalah:

1403180

,

w

/,µµPrReCNu ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

C = 0,021 untuk gas= 0,023 untuk cairan tidak viscous= 0,027 untuk cairan viscous

• Untuk bilangan Reynolds diatas 10.000 Butterworth (1977) memberikanpersamaan sebagai berikut:

50502050 ,, PrReESt −−=

St: bilangan Stanton =pi

iCuρ

hPrRe

Nu=

E = 0,0225 exp[-0,0225(ln Pr)2]

Koefisien Perpindahan Panas di dalam Tube (fasa tunggal) , hi

2. Aliran Laminer• Untuk Re dibawah 2000, aliran fluida di dalam saluran akan laminer. • Dengan menganggap efek dari konveksi natural adalah kecil, sehingga

aliran tetap sebagai konveksi paksa, untuk mengestimasi koefisienperpindahan panas pada film:

( )140330

330861,

w

,h,

µµ

LdPrRe,Nu ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎠⎞

⎜⎝⎛= L: panjang dari saluran (m)

Jika bilangan Nusselt yang diberikan oleh persamaan diatas kurang dari 3,5 maka diambil 3,5

3. Aliran Transisi• Pada aliran antara laminer dan turbulen berkembang penuh, koefisien

perpindahan panas tidak dapat diprediksi dengan mudah, karena aliranpada daerah ini tidak stabil, dan daerah transisi dapat diabaikan dalamperancangan APK.

• Koefisien dapat dievaluasi dengan menggunakan persamaan aliranturbulen dan laminer, dan untuk selanjutnya dipilih harga yang kecil

4. Faktor Perpindahan Panas, jh

Faktor perpindahan panas didefinisikan sebagai:14,0

w

67,0h PrStj

−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛µµ

=

• Penggunaan faktor jh untuk aliran laminer maupun turbulen di presentasikan dalam grafik yang sama, gambar 11.

• Harga jh dari gambar 11 dapat digunakan dengan persamaan di atasuntuk mengestimasi koefisien perpindahan panas untuk penukar kalor tube dan pipa komersial.

• Persamaan diatas dapat ditulis kembali dalam bentuk:

14,0

w

33,0h

f

ii PrRejkdh

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛µµ

=

Kern (1950), dan penulis lainnya, mendefinisikan faktor perpindahanpanas jH = jh . Re

Gambar 11. Faktor perpindahan panas sisi tube (jh)

5. Faktor Koreksi Viskositas

• Faktor koreksi viskositas biasanya hanya signifikan untuk fluida yang viscous.

• Untuk menerapkan faktor koreksi ini, diperlukan estimasi temperaturdinding. Ini bisa dilakukan dengan pertama-tama menghitungkoefisien tanpa koreksi, dan dengan menggunakan persamaanberikut, temperatur dinding dapat diestimasi:

hi (Twi - Tfi) = U (Tfo - Tfi)

dimana: Tfi: temperatur rata-rata fluida di dalam tubeTwi: temperatur dinding dalam yang diestimasiTfo: temperatur rata-rata fluida di sisi shell

• Biasanya estimasi pendekatan temperatur dinding dengan persamaandi atas sudah cukup, namun bila dikehendaki estimasi yang lebih telitidapat dilakukan dengan metoda iteratif (trial-and-error)

Rugi Tekanan aliran di sisi Tube (fasa tunggal)

• Ada dua sumber utama yang menyebabkan rugi tekanan di sisi tube pada Shell and Tube HE yaitu:

rugi-rugi gesekan di dalam tube rugi-rugi karena kontraksi dan expansi penampang yang brutal (sudden

contraction and sudden expansion) disamping rugi karena aliran balik padapemasukan susunan tube

1. Rugi Gesekan di dalam Tube

• Rugi karena gesekan di dalam tube dapat dihitung dengan menggunakanpersamaan yang sudah dikenal, yaitu persamaan rugi tekanan di dalam pipa aliran isotermal

2u

dLj8P

2i

i

'

fρ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=∆ dimana jf adalah faktor gesekan tak berdimensi dan L’

adalah panjang pipa efektif.

Aliran di dalam penukar kalor jelas tidak isotermal. • Untuk itu persamaan di atas harus dikoreksi dengan faktor empiris yang

memperhitungkan perubahan sifat fisika fluida terhadap temperatur. • Biasanya hanya perubahan viskositas yang dipertimbangkan:

m

w

2i

i

'

f 2u

dLj8P

−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛µµρ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=∆ di mana : m = 0,25 untuk aliran laminer, Re < 2100,

m = 0,14 untuk aliran turbulen, Re > 2100

Gambar 12. Faktor gesekan sisi tube (jf)

2. Rugi Tekanan karena Sudden Contraction dan Sudden Expansion

• Rugi tekanan akibat kontraksi aliran pada pemasukan tube, ekspansi aliran padapengeluaran, dan arus balik aliran di dalam header, dapat menjadi bagian yang signifikan dari rugi-rugi total di sisi tube.

• Tidak ada metoda yang akurat untuk mengestimasi kerugian-kerugian ini. Kern(1950) mengusulkan untuk menambah persamaan ts di atas dengan empat tinggienergi kecepatan 4(ρui

2/2) setiap pass.• Frank (1978) menganggap ini terlalu tinggi dan ia merekomendasikan 2,5(ρui

2/2). • Butterworth (1978) mengusulkan 1,8 (ρui

2/2)..• Lord et al. (1970) mengambil rugi per pass sebagai panjang ekivalen tube yang

sama dengan 300 diameter tube untuk tube lurus, 200 untuk U-tube; sedangkan• Evan (1980) menambah hanya 67 kali diameter tube setiap pass.• Rugi-rugi dalam bentuk tinggi energi kecepatan dapat diestimasi dengan

menghitung jumlah kontraksi, ekspansi, arus balik dari aliran, dan menggunakanfaktor untuk penyambungan pipa untuk mengestimasi jumlah kerugian tinggi energikecepatan.

• Untuk dua tube passes, akan ada dua kontraksi, dua ekspansi dan satu arus balikdari aliran

• Untuk hal ini, Frank merekomendasikan harga 2,5 (ρui2/2) setiap pass, adalah yang

paling realistik. • Dengan menkombinasikan faktor tersebut dengan persamaan diataas.

memberikan:

2u5,2

dLj8NP

2i

m

wi

'

fptρ

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛µµ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=∆

−

di mana ∆Pt= rugi tekanan sisi tube(N/m2=Pa)Np = jumlah pass sisi tubeui = kecepatan fluida sisi tube (m/s)L’ = panjang satu tube (m)

• Rugi tekanan yang lain adalah kontraksi dan ekspansi aliran pada noselpemasukan dan pengeluaran penukar kalor.

• Rugi tekanan ini dapat diestimasi dengan menambahkan tinggi energikecepatan sebesar 1 untuk pemasukan dan 0,5 untuk pengeluaran, tergantung pada kecepatan di nosel.

• Rugi-rugi tekanan di nosel biasanya hanya signifikan untuk gas padatekanan di bawah atmosfir

Koefisien Perpindahan Panas dan Rugi Tekanan Sisi Shell

1. Model Aliran

• Model aliran di dalam shell untuk penukar kalor dengan segmentaly buffledsangat sulit, hal ini membuat prediksi koefisien perpindahan panas dan rugi tekanan sangat sulit dibanding dengan sisi tube.

• Tujuan pemasangan buffle adalah untuk mengarahkan aliran menyilang tegaklurus tube-tube, namun arus utama aliran fluida yang sesungguhnya merupakangabungan antara aliran tegak lurus, dikopel dengan aliran axial (paralel) padabaffle windows; seperti ditunjukkan pada gambar 13

• Tidak semua aliran mengikuti lintasan seperti pada gambar 13; beberapakebocoran melalui celah-celah karena clearence yang diharuskan untuk fabrikasidan pemasangan penukar kalor.

Gambar 13. Model aliran sisi shell

• Kebocoran dan arus bypass ditunjukkan dalam gambar 14, didasarkan padamodel aliran yang dikemukakan oleh Tinker (1951, 1958).

• Dalam gambar 14, Tinkers memberikan nomenkaltur yang digunakan untukmengidentifikasi berbagai aliran sebagai berikut:

Gambar 14. kebocorandan sisi shelllintasan bypass

Arus A: adalah arus kebocoran antara tube dan baffle. Fluida mengalir melalui melaluicelah antara diameter permukaan luar tube dan lobang tube pada baffle.

Arus B: adalah arus aliran silang yang aktual.Arus C: adalah arus bypass bundel tube terhadap shell. Fluida mengalir di dalam celah

antara diameter bundel tube dan shell.Arus E: adalah arus kebocoran antara baffle dan shell. Fluida mengalir melalui celah

antara diameter luar baffle dan dinding shell.Arus F: adalah arus pada pass-partition. Fluida mengalir melalui celah pada susunan

tube yang disebabkan adanya pelat batas laluan. Dimana celah yang vertikalakan memberikan rugi tekanan yang rendah

• Fluida pada arus C, E dan F mem-bypass tube, yang mengurangi luas perpindahanpanas efektif.

• Arus C adalah arus bypass yang utama dan akan signifikan untuk jenis penukarkalor dengan bundel tube yang bisa ditarik keluar (pull-though bundel), dimanaclearence antara shell dan bundel cukup lebar. Arus C dapat dikurangi dengansealing strips; horizontal strips yang memblok celah antara bundel tube dan shell, gambar 15.

• Untuk memblok arus kebocoran melalui pass-parttion (arus F) kadang-kadangdigunakan dummy tubes.

• Arus kebocoran antara tube dan baffle tidak mem-bypass tube, dan hanyaberpengaruh terhadap rugi tekanan dan bukan pada perpindahan panas

Gambar 15. Sealing Strips

2. Metoda perhitungan

• Karena sulitnya model aliran di dalam shell, dan begitu banyaknya variabel yang berpengaruh, menyebabkan sulitnya memprediksi koefisien perpindahan panas dan rugi-rugi tekanan dengan akurat.

• Metoda-metoda yang digunakan untuk merancang penukar kalor samapai tahun1960 an tidak ada yang memperhitungkan arus kebocoran dan bypass. Korelasiyang digunakan hanya berdasarkan arus total aliran, dan metoda empirisdigunakan untuk memperhitungkan performansi penukar kalor riil dibandingkandengan aliran ideal menyilang tegak lurus bundel tube.

• Bell (1960, 1963) telah mengembangkan metoda semi-analitis yang didasarkanpada hasil penelitian yang dilakukan dalam program kerjasama riset untuk shelland tube HE pada University of Delaware. Metodanya memperhitungkan arusutama kebocoran dan bypass dan metoda ini sangat cocok untuk perhitunganmanual.

• Metoda Kern (1950) tidak memperhitungkan arus bypass dan kebocoran. Namunmetoda ini cukup akurat dan mudah digunakan untuk perhitungan rancangan awal.

• Dalam paper ini disajikan hanya metoda Kern dan metoda Bell-Delaware

2.1. Metoda Kern

• Metoda ini didasarkan pada hasil kerja eksperimental pada penukar kalorkomersial dengan toleransi standar dan memberikan prediksi koefisienperpindahan panas yang memuaskan untuk rancangan standar.

• Prediksi rugi-rugi tekanan kurang memuaskan dibanding perpindahan panas, terutama rugi tekanan yang disebabkan oleh kebocoran dan bypassing.

• Faktor perpindahan panas dan gesekan sisi shell dikorelasikan dengan cara yang similar dengan sisi tube dengan menggunakan hipotetik kecepatan dan diametershell.

• Karena luas penampang aliran berubah sepanjang diameter shell, kecepatanaliran dan kecepatan massa didasarkan pada luas penampang tegak lurus aliranyang maksimum: berarti pada sumbu tengah shell.

• Diameter ekivalent dari shell dihitung dengan menggunakan luas aliran antaratube-tube dalam arah axial (paralel dengan tube) dan keliling basah dari tube (lihat gambar 16).

ptdo pt

Gambar 16. Diameter ekivalen, luas panampang aliran dan keliling basah

• Faktor-faktor sisi shell jh dan jf yang digunakan dalam metoda ini diberikan dalamgambar 17 dan 18, untuk berbagai potongan baffle dan susunan tube.

• Gambar tersebut berdasarkan data yang diberikan oleh Kern (1950) dan Ludwig (1965).

Gambar 17. Faktor perpindahan panas sisi shell (jh), segmental baffle

Gambar 18. Faktor gesekan sisi shell (jf), segmental baffle

• Prosedur untuk perhitungan koefisien perpindahan panas dan rugi tekanan sisi shelluntuk penukar kalor single shell pass adalah sebagai berikut:

1. Hitung luas intuk aliran silang tegak lurus As untuk jajaran tube-tube pada sumbushell:

( ) )1(p

lDdpAt

Bsots

−=

dimana: pt: tube pitch,do: diameter luar tube,Ds: diameter dalam shell (m)lB: jarak baffle (m)

Term (pt - do)/pt adalah rasio celah antara tube-tube dan jarak total antarasumbu-sumbu tube.

2. Hitung kecepatan us dan kecepatan massa Gs di sisi shell:

)2(Gu;AWG s

ss

ss ρ

==

dimana: Ws: laju aliran massa fluida pada sisi shell(kg/s)ρ : massa jenis fluida sisi shell (kg/m3)

3. Hitung diameter ekivalen (diameter hidrolik) sisi shell (gambar 16).

( )3d

4dp4

do

2o2

t

e π

⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛ π−=Untuk susunan square pitch:

Untuk susunan equilateral triangular pitch: ( )4

2d

4d5,0p87,0x

2p4

do

2o

tt

e π

⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛ π−=

dimana: de = diameter ekivalaen (m)

4. Hitung bilangan Reynolds sisi shell: ( )5dudGRe eses

µρ

=µ

=

5. Dengan bilangan Reynolds yang didapat dari perhitungan, baca harga jh dari gambar 17 untuk potongan baffle dan susunan tube yang dipilih, dan hitungkoefisien perpindahan panas hs dari:

( )6PrRejkdhNu

14,0

w

3/1h

f

es⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛µµ

==

6. Dengan bilangan Reynolds sisi shell yang didapat dari perhitungan, baca hargafaktor gesekan jf dari gambar 18 dan hitung rugi takanan sisi shell dari

( )72u

lL

dDj8P

14,0

w

2s

Be

sfs

−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛µµρ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=∆

Dimana : L ; panjang tubelB: jarak baffle

Term L/lB adalah jumlah kali aliran menyilang bundel tube = (Nb+1), dimanaNb adalah jumlah baffle

Rugi Tekanan pada Shell Nozzle

• Rugi tekanan di dalam nosel shell biasanya hanya signifikan pada fluida gas.• Rugi tekanan pada nosel dapat diambil 1,5 tinggi energi kecepatan untuk

inlet nozzle dan 0,5 untuk outlet nozzle didasarkan pada luas penampangnosel atau penampang bebas antara susunan tube-tube yang berdekatanlangsung dengan nosel, yang mungkin lebih kecil

2.2. Metoda Bell

• Pada metoda Bell koefisien perpindahan panas dan rugi tekanan diestimasi dari korelasi untuk aliran ideal melintas susunan tube, dan pengaruh-pengaruh dari kebocoran, bypassing dan aliran melalui baffle window diperhitungkan denganmenerapkan faktor-faktor koreksi.

• Pendekatan ini memberikan prediksi koefisien perpindahan panas dan rugi tekanan yang lebih akurat dibanding metoda Kern; dan karena metoda inimemperhitungkan pengaruh kebocoran dan bypassing, dapat digunakan untukmeneliti pengaruh toleransi konstruksi dan penggunaan sealing strips.

• Prosedur dalam bentuk yang simpel dan dimodifikasi dari bentuk yang diberikanoleh Bell (1963), disajikan sebagai berikut :

2.2.1. Koefisien Perpindahan Panas Sisi ShellKoefisien perpindahan panas sisi shell diberikan sebagai berikut

hs = hoc . Fn . Fw . Fb . Fl (8)

dimana: hoc = koefisien perpindahan panas dihitung untuk aliran silangideal melintasi susunan tube, tanpa kebocoran ataubypassing

Fn = faktor koreksi untuk memperhitungkan pengaruh jumlah baris vertikal tubeFw = faktor koreksi pengaruh buffle windowFb = faktor koreksi arus bypassFl = faktor koreksi kebocoran

Koreksi total bervariasi antara 0,6 untuk rancangan penukar kalor yang kurang baikdan 0,9 untuk rancangan penukar kalor yang baik.

Koefisien perpindahan panas aliran ideal menyilang tube, hoc

• Koefisien perpindahan panas aliran ideal menyilang susunan tube dapat dihitungdengan faktor perpindahan panas jh diberikan dalam gambar 19, atau dengankorelasi yang lain (Zukauskas misalnya). Besarnya hoc untuk aliran menyilangadalah:

( )9PrRejk

dh14,0

w

3/1h

f

ooc⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛µµ

=

jh diperoleh dari gambar 19 dengan bantuan bilangan Reynolds:

( )10dudGRe osos

µρ

=µ

=

dimana: Gs= laju aliran massa per satuan luas, didasarkan pada aliran total dan luas bebas pada sumbu bundel

do = diameter luar tube

Gambar 19. Faktor perpindahan panas aliran menyilang susnan tube, jh

Faktor koreksi baris tube, Fn

• Koefisien perpindahan panas rata-rata tergantung pada tube yang dilintasi secaravertikal.

• Gambar 20 didasarkan pada data untuk 10 baris tube. • Untuk aliran turbulen faktor koreksi Fn mendekati 1. • Pada aliran laminer koefisien perpindahan panas akan menurun dengan naiknya

jumlah baris yang dilintasi, akibat terbentuknya lapisan batas temperatur. • Faktor yang diberikan berikut ini dapat digunakan untuk berbagai jenis aliran;

faktor untuk aliran turbulen didasarkan pada harga yang diberikan oleh Bell (1963).

• Ncv pada gambar 20 adalah bilangan penyempitan melintang yang sama denganjumlah baris tube antara ujung-ujung baffle (baffle tips), lihat gambar 21. Besarnya Fn tergantung bilangan Reynolds

- Re > 2000, aliran turbulen, Fn diambil dari gambar 20- Re > 100 s/d 2000, aliran transisi, Fn diambil = 1- Re < 100, aliran laminer,.

( ) 18,0'cn NF −

∝

dimana N’c adalah jumlah baris yang disilangi aliran secara seri dari ujung ke ujung shell yang tergantung jumlah baffle

Gambar 20. Faktor koreksi baris tube, Fn

Gambar 21. Clearence dan luas aliran pada sisi shell untuk Shell and Tube HE

Faktor koreksi Buffle Window, Fw

• Faktor ini untuk mengoreksi pengaruh aliran melalui baffle window, dan merupakan fungsi dari luas perpindahan panas pada baffle window dan luas total perpindahan panas.

• Faktor koreksi ditunjukkan pada gambar 22 sebagai fungsi dari Rw yaitu rasioantara jumlah tube pada baffle window dan jumlah tube dalam bundel. Untukmendapatkan nilai itu harus ditinjau bentuk layout tube yang direncanakan

Gambar 22. Faktor koreksi buffle window, Fw

Faktor koreksi aliran bypass, Fb

• Faktor ini mengoreksi arus aliran bypass utama, yaitu aliran antara bundeltube dan dinding shell, yang merupakan fungsi dari clearence antara shell dan bundel tube, dan apakah digunakan sealing strips:

( )11NN21

AAexpF

3/1

cv

s

s

bb

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−α−=

dimana: α = 1,5 untuk aliran laminer, Re < 100α = 1,35 untuk aliran transisi dan turbulen, Re > 100Ab = luas clearence antara bundel dan shell, lihat gambar 21As = luas maksimum untuk aliran menyilangNs = jumlah sealing strips yang dipasang untuk memblok arus bypass

pada daerah aliran silangNcv= jumlah hambatan, baris-baris tube pada daerah aliran silang

Persamaan 11 berlaku untuk Ns < Ncv/2.

Jika tidak digunakan sealing strips, Fb dapat diambil dari gambar 23

Gambar 23. Faktor koreksi aliran bypass, Fb

Faktor koreksi kebocoran, FL

• Faktor ini mengoreksi kebocoran melalui clearence antara tube dengan baffle dan antara baffle dengan shell

( )12A

A2A1FL

sbtbLL ⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡ +β−=

dimana: βL= faktor yang didapat dari gambar 24Atb= luas clearence antara tube dan bafflr, per baffle, gambar 21Asb= luas clearence antara shell dan baffle, per baffle, gambar 21AL= luas total kebocoran Atb + Asb.

Gambar 24. Koefisien FL, untuk perpindahan panas

2.2. Penurunan Tekanan (Rugi Tekanan) di sisi Shell.

Penurunan tekanan pada aliran menyilang dan daerah baffle window dihitungsecara terpisah, dan dijumlahkan untuk mendapatkan penurunan tekanan total sisishell.• Daerah aliran menyilang

Rugi tekanan dalam daerah aliran menyilang antara ujung-ujung baffle dihitungdari korelasi untuk susunan tube ideal, dan dikoreksi untuk kebocoran dan bypassing:

( )13FFPP Lbic''∆=∆

dimana: ∆Pi = rugi tekanan dihitung untuk susunan tube idealFb’ = faktor koreksi bypassFL’ = faktor koreksi kebocoran

• Rugi tekanan untuk susunan tube ideal,Jumlah baris tube mempunyai pengaruh yang kecil pada faktor gesekan, untuk itu diabaikan.Beberapa korelasi yang baik untuk faktor gesekan aliran silang dapatdigunakan; untuk yang diberikan dalam gambar 25, rugi tekanan menyilangsusunan tube yang ideal adalah:

( )142uNj8P

14,0

w

2s

cvfi

−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛µµρ

=∆

Dimana: Ncv= jumlah baris tube yang disilangi aliran (pada daerah aliran silang)us= kecepatan sisi shell, didasarkan pada luas clerence bundel tube

pada sumbu shelljf= faktor gesekan didapat dari gambar 25,

denganµρ

=µ

= osos dudGRe

Gambar 25. Faktor gesekan untuk aliran menyilang susunan tube

• Faktor koreksi bypass untuk rugi tekanan, Fb’

Pengaruh aliran bypass pada rugi tekanan hanya pada daerah aliransilang. Faktor koreksi dihitung dengan persamaan 11, tapi denganharga konstanta sebagai berikut:

dimana: α = 5 untuk aliran laminer, Re < 100α = 4 untuk aliran transisi dan turbulen, Re > 100

Faktor koreksi untuk HE tanpa sealing strips ditunjukkan dalam gambar 26

• Faktor koreksi kebocoran untuk penurunan tekanan, FL’

Kebocoran akan berpengaruh terhadap penurunan tekanan pada daerah aliransilang dan daerah baffle window. Faktor koreksi βL’ dihitung dengan persamaan12, dengan faktor koreksi diambil dari gambar 27

Gambar 27. Koefisien FL’ untukpenurunan tekanan

Gambar 26. Faktor bypass untukpenurunan tekanan, Fb’

• Penurunan tekanan daerah baffle window

• Beberapa metoda yang akurat dapat digunakan untuk menghitung rugi tekanandi dalam daerah baffle window.

• Bell menggunakan metoda yang di ketengahkan oleh Colburn. Koreksi untukkebocoran, penurunan tekanan pada baffle window untuk aliran turbulendiberikan sebagai berikut

( ) ( )152uN6,02FP

2z

wv'Lw

ρ+=∆

dimana: uz= kecepatan rata-rata geometrik =uw= kecepatan pada daerah baffle window, yaitu luas baflle window

dikurangi luas yang ditempati oleh tube-tube (lihat Aw pada gambar21)

uw= Ws/AwWs= aliran massa fluida pada sisi shell (kg/s)Nwv= jumlah hambatan untuk aliran silang di daerah window, kira-kira

sama dengan jumlah baris tube

swuu

• Penurunan tekanan daerah ujung

• Tidak ada kebocoran pada daerah ujung (daerah antara tube sheet dan baffle). • Juga hanya ada satu baffle window pada daerah ini; jadi jumlah total hambatan

pada daerah aliran silang adalah Ncv + Nwv. • Penurunan tekanan pada daerah ujung diberikan:

( )16FN

NNPP 'b

cv

cvwvie ⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡ +∆=∆

• Penurunan tekanan total sisi shell

Dengan menjumlahkan penurunan tekanan semua daerah secara seri dari inletsampai outlet memberikan:

∆Ps= 2 daerah ujung + (Nb-1) daerah aliran silang + Nb daerah window

( ) ( )17PN1NPP2P wbbces ∆+−∆+∆=∆

dimana Nb adalah jumlah baffle =⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−1

lLb

Estimasi rugi tekanan yang terjadi pada inlet dan outlet nozzle sisi shell harusditambahkan pada persamaan 17.

• Panjang daerah ujung

• Jarak pada daerah ujung sering kali diperbesar untuk memperoleh luasaliran yang lebih besar pada inlet dan outlet nozzle.

• Kecepatan pada daerah ini akan lebih rendah sehingga perpindahan panas dan penurunan tekanan akan turun.

• Efek penurunan tekanan lebih berarti dibanding penurunan perpindahanpanas, dan dapat diestimasi dengan menggunakan jarak aktual pada daerahujung ketika menghitung kecepatan aliran silang pada daerah ini