BR0312919B1 - Tubo com aletas para craqueamento térmico de hidrocarbonetos na presença de vapor - Google Patents

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para "TUBO COM

ALETAS PARA CRAQUEAMENTO TÉRMICO DE HIDROCARBONETOS NA PRESENÇA DE VAPOR". A presente invenção refere-se a um processo e a um tubo com aletas para o craqueamento térmico de hidrocarbonetos na presença de va- por, no qual a mistura de carga passa por tubos aquecidos externamente com aletas internas helicoidais.

Os fornos de tubo nos quais uma mistura de hidrocarboneto e vapor atravessa uma série de tubos individuais ou serpentinos (espirais de tubos de craqueamento) a temperaturas acima de 750 °C feitos de ligas de cromo - níquel - aço resistentes ao calor com uma alta resistência à oxida- ção ou incrustação e uma alta resistência à carburização têm-se comprova- do adequados para a pirólise de alta temperatura de hidrocarbonetos (deri- vados de óleo bruto). As espirais de tubo compreendem seções de tubo re- tas que correm verticalmente, conectadas uma à outra através da curvatura de tubos em forma de U ou que ficam dispostas em paralelo uma à outra; as mesmas são geralmente aquecidas com a ajuda de queimadores de parede laterais e, em alguns casos, com a ajuda de queimadores de fundo e, por- tanto, possuem o que é conhecido como um lado claro, que cobri os quei- madores, e o que é conhecido como um lado escuro, que é desviado a 90° com relação aos mesmos, isto é, correm na direção das fileiras de tubos. As temperaturas mínimas de metal de tubo (TMT) são, em alguns casos, acima de 1000 °C. A vida de serviço dos tubos de craqueamento depende em uma grande parte da resistência ao deslizamento e da resistência à carburização, e também da taxa de coqueificação, do material de tubo. Um fator crucial para a taxa de coqueificação, isto é, para o crescimento de uma camada de depósitos de carbono (coque de pirólise) sobre a parede interna de tubo é, além do tipo de hidrocarbonetos usado, a temperatura de gás de craquea- mento na região da parede interna, o que é conhecido como a severidade operacional, o que oculta a influência da pressão do sistema e o tempo de residência no sistema de tubo na produção de etileno. A severidade opera- cional é definida com base na temperatura mínima de saída dos gases de craqueamento (por exemplo, de 850°C). Quanto mais alta a temperatura do gás nas proximidades da parede interna de tubo acima desta temperatura, mais extensivo se torna o crescimento da camada de coque de pirólise, e a ação de isolamento desta camada permite que a temperatura de metal de tubo aumente ainda mais. Embora as ligas de cromo - níquel - aço conten- do 0,4 % de carbono, mais de 25 % de cromo e acima de 20 % de níquel, por exemplo, 35 % de cromo, 45 % de níquel e, se apropriado, 1 % de nió- bio, que são usadas como o material de tubo apresentem uma alta resistên- cia à carburização, o carbono se difunde na parede de tubo por defeitos na camada de óxido, onde o mesmo resulta em uma considerável carburização, que pode somar a teores de carbono de 1 % a 3 % a profundidades de pa- rede de 0,5 a 3 mm. A isto se associa uma fragilidade considerável do mate- rial de tubo, com o risco de formação de fraturas no caso de cargas térmicas flutuantes, em particular quando se acende e se apaga o forno.

Para quebrar os depósitos de carbono (coqueificação) sobre a parede interna de tubo, é necessário que a operação de craqueamento seja interrompida de tempos em tempos, e para o coque de pirólise se queime com a ajuda de uma mistura de ar e vapor. Isto requer que a operação seja interrompida por até 36 horas e, sendo assim, tem um efeito adverso consi- derável sobre o aspecto da economia do processo. É também conhecido a partir da Patente GB 969 796 o uso de tubos de craqueamento com aletas internas. Embora as aletas internas des- te tipo resultem em uma área de superfície interna que é de poucos bons por cento, por exemplo, de 10 %, maior, com um aperfeiçoamento correspon- dente na transferência de calor, as mesmas são também associadas à falha de uma perda de pressão consideravelmente grande em comparação a de um tubo pequeno, devido ao atrito sobre a superfície interna maior de tubo. A perda maior de pressão requer uma pressão de sistema maior, o que ine- vitavelmente altera o tempo de residência e tem um efeito adverso sobre a produção. Um fator adicional é que os materiais de tubo conhecidos com altos teores de carbono e cromo não mais podem ser contornados por meio de um trabalho a frio, por exemplo, um arrasto a frio. Os mesmos apresen- tam a falha de que a sua capacidade de deformação diminui muito conforme a resistência ao calor aumenta. Isto resulta em altas temperaturas de metal de tubo de, por exemplo, até 1050°C, as quais são desejáveis com relação à produção de etileno, que requer o uso de tubos fundidos por centrifugação.

No entanto, uma vez que os tubos fundidos por centrifugação só podem ser produzidos com uma parede cilíndrica, tornam-se necessários processos de formação especiais, por exemplo, a remoção de material por meio da usina- gem eletrolítica ou por meio de um processo de soldagem de conformação se tiveram de ser produzidos tubos com aletas internas.

Em vista deste fundamento, a presente invenção se baseia no problema de se aumentar a economia do craqueamento térmico de hidro- carbonetos em fornos tubulares com tubos aquecidos externamente tendo aletas internas helicoidais.

Este objeto é alcançado por meio de um processo no qual um fluxo em redemoinho (swirling flow) é gerado nas proximidades imediatas das aletas de preferivelmente um tubo fundido por centrifugação e este fluxo em redemoinho (swirling flow) é convertido para uma zona de núcleo com um fluxo predominantemente axial na distância radial maior das aletas. A transição entre a zona externa e o fluxo em redemoinho (swirling flow) e a zona de núcleo tendo o fluxo predominantemente axial é gradual, por exem- plo, parabólico.

No processo de acordo com a presente invenção, o fluxo em redemoinho (swirling flow) compensa a turbulência de separação nos flancos das aletas, de modo que a turbulência não é localmente reciclada na forma de um fluxo circulante contínuo para os depressões de aleta. Apesar das distâncias obviamente maiores cobertas pelas partículas através das trajetó- rias em espiral, o tempo de residência mínimo é menor que em um tubo liso e, além disso, mais homogêneo sobre a seção transversal (conforme a Figu- ra 7). Isto é confirmado pela velocidade geral maior no tubo contornado com um remoinho (perfil 3) em comparação ao tubo com aletas retas (perfil 2).

Isto é garantido em particular se o fluxo em redemoinho (swirling flow) na região das aletas ou se as aletas correrem em um ângulo de 20° a 40°, por exemplo, de 30°, de preferência de 25 a 32,5°, com relação ao eixo geomé- trico do tubo.

No processo de acordo com a presente invenção, o fornecimen- to de calor, que inevitavelmente difere sobre a circunferência do tubo entre o lado claro e o lado escuro, é compensado na parede de tubo e no interior do tubo, e o calor é rapidamente dissipado no interior para a zona de núcleo.

Isto é associado a uma redução do risco de superaquecimento local do gás de processo na parede de tubo, com a formação resultante de coque de pi- rólise. Além disso, a carga térmica sobre o material de tubo é menor devido à compensação de temperatura entre o lado claro e o lado escuro, o que aumenta a vida de serviço. Finalmente, no processo de acordo com a pre- sente invenção, a temperatura também se torna uniforme sobre a seção transversal de tubo, resultando em um maior rendimento de olefina. O moti- vo para isto é que sem a compensação de temperatura radial de acordo com a presente invenção no interior do tubo, um super-craqueamento ocorrería na parede de tubo quente e uma recombinação de produtos de craqueamen- to ocorrería no centro do tubo.

Além disso, uma camada de fluxo laminar, que é característica de fluxos turbulentos, com uma transferência térmica muito reduzida, é for- mada no caso de um tubo liso e em uma extensão maior no caso de perfis de aleta com uma circunferência interna que aumenta em mais de 5 %, por exemplo, em 10 %, por meio das aletas. Este fluxo laminar leva a uma maior formação de coque de pirólise, da mesma forma que uma fraca condutivida- de térmica. As duas camadas juntas requerem uma introdução maior de ca- lor ou uma maior capacidade de queimação. Isto aumenta a temperatura de metal de tubo (TMT) e de maneira correspondente diminui a vida de serviço. A presente invenção evita isto em virtude do fato de que a cir- cunferência interna do perfil aumenta para cerca de no máximo 5 %, por e- xemplo, 4 % ou ainda para 3,5 %, com relação à circunferência do círculo de invólucro (envelope circle) que toca as depressões de aleta. No entanto, a circunferência interna pode também ser até 2 % menor que o círculo de invó- lucro (envelope circle). Em outras palavras, a circunferência relativa do perfil é de no máximo 1,05 a 0,98 % da circunferência de círculo de invólucro (en- velope circle). Por conseguinte, a diferença na área do tubo de perfil de a- cordo com a presente invenção, isto é, a sua área de superfície interna dis- posta, com relação a um tubo liso tendo o diâmetro de círculo de invólucro (envelope circle), é de no máximo +5 % a -2 % ou de 1,05 a 0,98 vezes a área do tubo liso. O perfil de tubo de acordo com a presente invenção permite uma menor densidade de tubo (kg/m) em comparação a um tubo com aletas no qual a circunferência interna do perfil é pelo menos 10 % maior que a circun- ferência do círculo de invólucro (envelope circle). Isto é demonstrado por meio de uma comparação entre dois tubos com o mesmo diâmetro hidráulico e, por conseguinte, a mesma perda de pressão e o mesmo resultado térmi- co.

Uma outra vantagem da circunferência de perfil de acordo com a presente invenção (a circunferência relativa do perfil) com relação à circunfe- rência de círculo de invólucro (envelope circle) tem um aquecimento mais rápido do gás de carga em uma temperatura de metal de tubo reduzida. O fluxo em redemoinho (swirling flow) de acordo com a presente invenção reduz de uma forma muito considerável a extensão da camada laminar; além disso, o mesmo se associa a um vetor de velocidade direcio- nado para o centro do tubo, o que reduz o tempo de residência dos radicais de craqueamento e/ou dos produtos de craqueamento na parede de tubo quente e a decomposição química e catalítica dos mesmos de modo a for- mar o coque de pirólise.

Além disso, as diferenças de temperatura entre as depressões de aleta e as aletas, as quais não devem deixar de ser levadas em conside- ração no caso de tubos de perfil internos com aletas altas, são compensadas pelo fluxo em redemoinho (swirling flow) de acordo com a presente inven- ção. Isto aumenta o tempo entre duas operações de remoção de coque que são requeridas. Sem o fluxo em redemoinho (swirling flow) de acordo com a presente invenção, uma diferença de temperatura não considerável resulta entre os picos de aleta e a base das depressões de aleta. O tempo de resi- dência dos produtos de craqueamento que tendem ao coque é menor no caso dos tubos de craqueamento que são providos com aletas internas heli- coidais. Isto depende da natureza das aletas nas circunstâncias individuais.

No diagrama: A curva superior mostra: perfil 6: passo de 16° A curva intermediária mostra: perfil 3: passo de 30° A curva inferior mostra: perfil 4: 3 aletas com um passo de 30°.

As curvas demonstram claramente que a maior velocidade cir- cunferencial do perfil 6 com aletas altas de 4,8 mm é consumida dentro das depressões de aleta, enquanto a velocidade circunferencial do perfil de a- cordo com a presente invenção com uma altura de aleta de apenas 2 mm penetra no núcleo do fluxo. Embora a velocidade circunferencial do perfil 4 com somente 3 aletas seja aproximadamente tão alta, a mesma não afeta qualquer aceleração espiral do fluxo de núcleo.

De acordo com as curvas mostradas no diagrama apresentado na Figura 2, o perfil de acordo com a presente invenção realiza uma acele- ração espiral nas depressões de aleta (a ramificação superior da curva) que cobre as áreas largas da seção transversal de tubo e é, portanto, responsá- vel pela homogeneização da temperatura no tubo. A velocidade circunferen- cial inferior nos picos de aleta (ramificação inferior da curva), e ademais ga- rante que nenhuma turbulência e refluxo venham a ocorrer. A Figura 3 ilustra três tubos de ensaio, inclusive os seus dados, em seção transversal, estes tubos incluem o perfil 3 de acordo com a pre- sente invenção. Cada um dos diagramas indica o perfil de temperatura atra- vés do raio de tubo no lado escuro e no lado claro. Uma comparação dos diagramas revela a diferença de temperatura inferior entre a parede de tubo e o centro de tubo e a temperatura de gás inferior na parede de tubo no caso do perfil 3 de acordo com a presente invenção. O fluxo em redemoinho (swirling flow) de acordo com a presente invenção garante que a flutuação na temperatura de parede interna sobre a circunferência do tubo, isto é, entre o lado claro e o lado escuro, seja menor que 12°C, mesmo que as bobinas de tubo, as quais ficam normalmente dis- postas em fileiras paralelas, de um forno de tubo, sejam aquecidas ou atua- das por meio de gases de combustão com a ajuda de queimadores de pare- de lateral somente nos lados opostos de cada um dos tubos apresente, por- tanto, um lado claro, que cobri os queimadores, e um lado escuro, que fica desviado 90° com relação aos mesmos. A temperatura mínima de metal de tubo, isto é, a diferença na temperatura de metal de tubo no lado claro e no lado escuro, resulta em tensões internas e, sendo assim, determina a vida de serviço dos tubos. Portanto, a redução na temperatura mínima de metal de tubo de um tubo de acordo com a presente invenção com oito aletas com um passo de 30°, um diâmetro interno de tubo de 38,8 mm e um diâmetro externo de tubo de 50,8 mm, isto é, uma diferença na altura entre as depres- sões de aleta e os picos de aleta de 2 mm de 110 em comparação a um tubo liso do mesmo diâmetro, com base em uma vida de serviço mínima de 5 a- nos, o que pode ser observado a partir do diagrama apresentado na Figura 4, resulta, em uma temperatura operacional de 1050°C, em um aumento cal- culado de vida de serviço de aproximadamente 8 anos. A distribuição de temperatura entre o lado claro e o lado escuro para os três perfis mostrados na Figura 3 deve ser encontrado no diagrama mostrado na Figura 5. O nível inferior da curva de temperatura para o perfil 3 em comparação ao tubo liso (perfil 0) e a faixa de flutuação consideravel- mente menor para a curva do perfil 3 em comparação à curva do perfil 1 são notáveis.

Uma distribuição de temperatura de particularmente expediente se estabelece caso as isotermas corram em uma forma de espiral a partir da parede interna de tubo para o núcleo do fluxo.

Uma distribuição mais uniforme da temperatura sobre a seção transversal resulta em particular se a velocidade circunferencial é construída dentro de 2 a 3 m e em seguia permanece constante por todo o comprimen- to do tubo. A fim de se obter uma alta produção de olefina com um compri- mento de tubo relativamente pequeno, o processo de acordo com a presente invenção deve ser feito de tal maneira que o fator de homogeneidade de temperatura sobre a seção transversal e o fator de homogeneidade de tem- peratura referido sobre o diâmetro hidráulico é mais de 1 em relação ao fator de homogeneidade de um tubo liso (Ηοθ). Neste contexto, os fatores de ho- mogeneidade são definidos como se segue: A configuração de fluxo de acordo com a presente invenção, compreendendo o fluxo de núcleo e o fluxo em redemoinho (swirling flow), pode ser obtida com um tubo com aleta no qual o ângulo de flanco das ale- tas, que é em cada caso contínuo sobre o comprimento de uma seção de tubo, isto é, o ângulo externo entre os flancos de aleta e o raio do tubo, é de 16° a 25°, de preferência de 19° a 21 °. Um ângulo de flanco deste tipo, em particular em combinação com um passo de aleta de 20° a 40°, por exemplo, de 22,5° a 32,5°, garante que o que resulta nas depressões de aleta não é um fluxo em redemoinho (swirling flow) mais ou menos contínuo que retorna para as depressões de aleta atrás dos flancos de aleta e resulta na formação de "remoinhos" indesejáveis nas depressões de aleta. Ao invés disso, a tur- bulência que é formada nas depressões de aleta se separa dos flancos de aleta e é compensada pelo fluxo em redemoinho (swirling flow). A energia em redemoinho induzida pelas aletas acelera as partículas de gás e resulta em uma velocidade geral maior. Isto leva a uma redução na temperatura de metal de tubo, e também faz com esta se torne mais uniforme, assim como torna a temperatura e o tempo de residência através da seção transversal de tubo mais uniforme. A natureza do tubo com aletas de acordo com a presente inven- ção pode ser observada a partir da ilustração de um segmento de tubo na Figura 6 e os associados parâmetros de características. - Diâmetro hidráulico Dh em mm, Ri<Dh/2 - Ângulo flanqueado β - Altura de aleta H - Raio de círculo de invólucro (envelope circle) Ra=Ri + H e Da=2 x Ra - Ângulo de centro α - Raio de curvatura R=Ra (seno aJ2 seno β+seno a) - Circunferência de círculo de invólucro (envelope circle) 2IIRa - Ângulo no triângulo de ângulo oblíquo γ=180-(α+β) - Raio interno Ri=2R (seno γ / seno a)-R - Altura de aleta H=Ra-Ri - Circunferência de perfil Up=2 x número de aletas x πR/180 (2 β+α) - Área de superfície de aleta Fr - Área de círculo de invólucro (envelope circle) Fa^Da2/4 - Área do círculo interno Fj=II.Di - Área de perfil dentro do círculo de invólucro (envelope circle) Fp=FR.número de aletas - Circunferência de perfil Up =(1,05 a 0,98).2IIRa As aletas e as depressões de aleta que se localizam entre as aletas podem ser de um desenho simétrico em espelho em seção transver- sal e se juntam entre si ou podem formar uma linha ondulada com, em cada caso, os mesmos raios de curvatura. O ângulo de flanco em seguida resulta entre as tangentes dos dois raios de curvatura no ponto de contato e o raio do tubo. Neste caso, as aletas são relativamente rasas; a altura de aleta e o ângulo de flanco se combinam entre si de tal maneira que o diâmetro hidráu- lico do perfil a partir da razão 4 x a seção transversal clara / circunferência de perfil seja maior que ou igual ao círculo interno do perfil. O diâmetro hi- dráulico se encontra, portanto, na terça parte interna da altura de perfil. Con- seqüentemente, a altura de aleta e o número de aletas aumentam conforme o diâmetro se torna maior, de modo que o fluxo em redemoinho (swirling flow) se mantenha na direção e intensidade requeridas para a ação do perfil.

Uma velocidade de fluxo maior (Figura 2) resulta entre as aletas ou as depressões de aleta, levando a um efeito de autolimpeza, isto é, a uma redução nas quantidades de coque de pirólise que são depositadas.

Se as aletas são produzidas por meio de uma soldagem de construção ou por uma soldagem de sobreposição usando um tubo fundido por centrifugação, a parede de tubo entre as aletas individuais permanece substanciaimente inalterada, de modo que as depressões de aleta se assen- tem sobre um círculo comum que corresponda à circunferência interna do tubo fundido por centrifugação.

Os testes revelam que, independente do diâmetro interno dos tubos, um total de 8 a 12 aletas é suficiente para se obter a configuração de fluxo de acordo com a presente invenção.

No caso do tubo com aletas de acordo com a presente invenção, a razão dos quocientes dos coeficientes de transferência térmica Qr/Qo para o quociente das perdas de pressão APr/AP0 no teste de água, aplicando e observando-se as leis da similaridade e usando os números de Reynolds dados para uma mistura de nafta e vapor, é de preferência de 1,4 a 1,5, on- de R indica um tubo com aletas e 0 indica um tubo liso. A superioridade do tubo com aletas de acordo com a presente invenção (perfil 3) em comparação a um tubo liso (perfil 0) e um tubo com aletas com oito aletas paralelas (perfil 1), entre as quais a distância radial entre as depressões de aleta e os picos de aleta é de 4,8 mm, é ilustrada pelos dados apresentados na tabela abaixo. Os tubos com aleta têm todos 8 aletas e o mesmo círculo de invólucro (envelope circle).

Neste contexto, o diâmetro hidráulico é definido como se segue: Dhidr=4 x (seção transversal clara) / circunferência interna O mesmo de preferência corresponde ao diâmetro interno de um tubo liso comparável e em seguida resulta em um fator de homogeneidade de 1,425.

No teste de água, o tubo com aletas de acordo com a presente invenção apresentou uma transferência térmica (Qr) maior em um fator de 2,56 do que o tubo liso, com uma perda de pressão (APR) maior apenas em um fator de 1,76. A Figura 7 compara três tubos de perfis diferentes, inclusive um tubo de acordo com a presente invenção com 8 aletas com um passo, em cada caso, de 30°, de um tubo com uma parede interna lisa (tubo liso). O diâmetro hidráulico, a velocidade axial, o tempo de residência e a perda de pressão são dados para cada seção transversal.

Os dados de partida usados foram as produções quantitativas em um tubo liso operacional com um diâmetro interno de 38 mm, que é idên- tico ao diâmetro hidráulico. Com o uso das leis de similaridade (mesmos números de Reynolds), estes dados foram convertidos por meio de cálculo em água quente e usados como a base para os testes (conforme a razão dos quocientes para a transferência térmica e a perda de pressão para os testes com a água e o fator de homogeneidade referido para o cálculo usan- do gases).

Os perfis de velocidade diferentes resultam a partir das mesmas produções quantitativas em diferentes diâmetros hidráulicos (relação recí- proca). A comparação das velocidades para os perfis 2 e 3, que são i- dênticos em seção transversal, ilustra a velocidade, aceleração e o tempo de residência aperfeiçoados, com os tubos de acordo com a presente invenção (perfil 3). Para o mesmo diâmetro hidráulico, o componente de velocidade na direção circunferencial, provocado pelo redemoinho induzido pelas aletas, faz com que o fluxo se destaque da parede de tubo e induz uma velocidade de elevação helicoidal sobre toda a seção transversal. O fluxo em espiral, direcionado introduz o calor a partir da pare- de de tubo para o fluxo e, portanto, distribui o mesmo mais uniformemente do que em um fluxo turbulento, não direcionado, normal (tubo liso, perfis 1 e 2). O mesmo se aplica ao tempo de residência para as partículas. O fluxo direcionado em espiral distribui as partículas de uma forma mais uniforme sobre a seção transversal, enquanto a aceleração nos flancos de perfil dimi- nui o tempo de residência mínimo. A maior perda de pressão com o perfil 3 resulta a partir da velocidade circunferencial. No caso do perfil 1, a causa é a constrição considerável do fluxo e a perda de fricção na superfície interna grande do perfil.

Dependendo do material, os tubos com aleta de acordo com a presente invenção podem ser produzidos, por exemplo, a partir de um tubo fundido por centrifugação pelas extremidades de um tubo com as aletas pa- ralelas no sentido axial sendo giradas uma com relação à outra, ou por meio do perfil interno que é produzido pela deformação de um tubo fundido por centrifugação, por exemplo, por meio da forja a quente, do arrasto a quente ou do trabalho a frio por meio de uma ferramenta de formação de perfis, por exemplo, um mandril voador ou uma haste de mandril com um perfil externo que corresponde ao perfil interno do tubo.

Diversas variantes de máquinas de corte para o perfil interno de tubos são conhecidas, por exemplo, a partir da Patente Alemã N° 195 23 280. Estas máquinas são também adequadas para a produção de um tubo com aletas de acordo com a presente invenção.

No caso de formação a quente, a temperatura de deformação deve ser ajustada de tal maneira que o grão microestrutural fique parcial- mente destruído na região da superfície interna, e seja recristalizado, por conseguinte, a um estágio posterior sob a influência da temperatura opera- cional. O resultado disto é uma microestrutura de grãos finos que permite uma rápida difusão do cromo, silício e/ou alumínio através da matriz austení- tica para a superfície interna do tubo, onde uma camada protetora oxidante é em seguida rapidamente construída.

As aletas de acordo com a presente invenção podem ser tam- bém produzidas por meio de soldagem de construção, neste caso, não é possível se formar uma base de aleta curvada entre as aletas individuais, mas, ao contrário, o perfil original da parede interna do tubo é substancial- mente mantido neste ponto. A superfície interna do tubo de acordo com a presente invenção deve ter a menor aspereza possível; a mesma podendo, portanto, ser alisa- da, por exemplo, polida mecanicamente ou nivelada por eletrólise.

Os materiais de tubo adequados para uso nas fábricas de etileno são o ferro e/ou as ligas de níquel contendo de 0,1 % a 0,5 % de carbono, de 20 a 35 % de cromo, de 20 a 70 % de níquel, até 3 % de silício, até 1 % de nióbio, até 5 % de tungstênio, e adições de háfnio, titânio, terras raras ou zircônio, em cada caso de até 0,5 %, e até 6 % de alumínio.

Claims (14)

1. Tubo com aletas para craqueamento térmico de hidrocarbone- tos na presença de vapor, caracterizado pelo fato de que compreende uma pluralidade de aletas internas extendidas helicoidalmente, em que as aletas estão inclinadas a um ângulo de 20° a 40° em relação ao eixo do tubo, e a- presentam uma estrutura ondulada com depressões externas radialmente adjacentes e picos radialmente internos dispostos espelho-simetricamente em relação um ao outro em seção transversal e apresentando um raio idên- tico de curvatura e um ângulo de flanco de 16° a 25°, em que o ângulo de flanco é definido como um ângulo compreendido entre uma linha tangente a um círculo inscrito em um pico e uma linha tangente a um ponto de conexão dos picos e as depressões de estrutura ondulada.

2. Tubo com aleta de acordo com a reivindicação 1, caracteriza- do pelo fato de que as aletas estão inclinadas em um ângulo de 22,5° a 32,5° em relação ao eixo do tubo.

3. Tubo com aleta de acordo com a reivindicação 1 ou 2, carac- terizado pelo fato de que circunferência do perfil (Up) do tubo é de +5 a -2% de um círculo de invólucro (Fa) que toca as depressões das aletas.

4. Tubo com aleta de acordo com qualquer uma das reivindica- ções 1 a 3, caracterizado pelo fato de que o ângulo de flanco das aletas é de 16° a 20°.

5. Tubo com aleta de acordo com qualquer uma das reivindica- ções 1 a 4, caracterizado pelo fato de que apresenta um total de 6 a 12 ale- tas.

6. Tubo com aleta de acordo com qualquer uma das reivindica- ções 1 a 5, caracterizado pelo fato de que apresenta um diâmetro hidráulico que é pelo menos igual ao diâmetro do círculo interno (Ri) do tubo.

7. Tubo com aleta de acordo com qualquer uma das reivindica- ções 1 a 6, caracterizado pelo fato de que a razão dos quocientes dos coefi- cientes de transferência térmica Qr/Qo para o quociente das perdas de pressão DPr/DPo no teste de água é de 1,4 a 1,5, em que R indica um tubo com aleta e 0 indica um tubo liso.

8. Tubo com aleta de acordo com qualquer uma das reivindica- ções 1 a 7, caracterizado pelo fato de que o raio de curvatura (R) da seção transversal de aleta é de 3,5 a 20 mm.

9. Tubo com aleta de acordo com qualquer uma das reivindica- ções 1 a 8, caracterizado pelo fato de que as aletas apresentam uma altura de aleta (H) de 1,25 a 3 mm.

10. Tubo com aleta de acordo com qualquer uma das reivindica- ções 1 a 9, caracterizado pelo fato de que a seção transversal clara dentro da circunferência do perfil (Up) é de 85 a 95% da área do círculo de invólu- cro (Fa).

11. Tubo com aleta de acordo com qualquer uma das reivindica- ções 1 a 10, caracterizado pelo fato de que a área do perfil (Fp) é de 40 a 50% de uma área anular entre um círculo de invólucro (Fa) e um círculo in- terno do tubo.

12. Tubo com aleta de acordo com qualquer uma das reivindica- ções 1 a 11, caracterizado pelo fato de que é produzido por um material fun- dido por centrifugação compreendendo uma liga de níquel compreendendo 0,1 a 0,5% de carbono, 20 a 35% de cromo, 20 a 70% de níquel, até 3% de silício, até 1 % de nióbio, até 5% de tungstênio, bem como, em cada caso, até 0,5% de háfnio, titânio, metais de terras raras, zircônio, e até 6% de alu- mínio, o balanço sendo de ferro.

13. Tubo com aleta de acordo com a reivindicação 12, caracteri- zado pelo fato de que a liga contém, individualmente ou em combinação um com o outro, pelo menos 0,02% de silício, 0,1% de nióbio, 0,3% de tungstê- nio e 1,5% de alumínio.

14. Tubo com aleta de acordo com qualquer uma das reivindica- ções 1 a 13, caracterizado pelo fato de que as aletas internas apresentam uma altura pico-a-depressão e um espaçamento radial pico-a-pico de modo que a razão da altura pico-a-depressão e do espaçamento radial pico-a-pico seja superior a 5.