NO337398B1 - Ribberør for termisk spalting av hydrokarboner - Google Patents
Ribberør for termisk spalting av hydrokarboner Download PDFInfo
- Publication number
- NO337398B1 NO337398B1 NO20050493A NO20050493A NO337398B1 NO 337398 B1 NO337398 B1 NO 337398B1 NO 20050493 A NO20050493 A NO 20050493A NO 20050493 A NO20050493 A NO 20050493A NO 337398 B1 NO337398 B1 NO 337398B1
- Authority
- NO
- Norway
- Prior art keywords
- tube
- ribs
- ribbed
- pipe
- pipe according
- Prior art date
Links
- 229930195733 hydrocarbon Natural products 0.000 title claims description 8
- 150000002430 hydrocarbons Chemical class 0.000 title claims description 8
- OKTJSMMVPCPJKN-UHFFFAOYSA-N Carbon Chemical compound [C] OKTJSMMVPCPJKN-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 8
- PXHVJJICTQNCMI-UHFFFAOYSA-N Nickel Chemical compound [Ni] PXHVJJICTQNCMI-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 8
- 229910052799 carbon Inorganic materials 0.000 claims description 8
- VYZAMTAEIAYCRO-UHFFFAOYSA-N Chromium Chemical compound [Cr] VYZAMTAEIAYCRO-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 6
- 229910052804 chromium Inorganic materials 0.000 claims description 6
- 239000011651 chromium Substances 0.000 claims description 6
- 238000012546 transfer Methods 0.000 claims description 6
- XLYOFNOQVPJJNP-UHFFFAOYSA-N water Substances O XLYOFNOQVPJJNP-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 5
- 229910052782 aluminium Inorganic materials 0.000 claims description 4
- XAGFODPZIPBFFR-UHFFFAOYSA-N aluminium Chemical compound [Al] XAGFODPZIPBFFR-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 4
- 229910052759 nickel Inorganic materials 0.000 claims description 4
- 229910052758 niobium Inorganic materials 0.000 claims description 4
- 239000010955 niobium Substances 0.000 claims description 4
- GUCVJGMIXFAOAE-UHFFFAOYSA-N niobium atom Chemical compound [Nb] GUCVJGMIXFAOAE-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 4
- 229910052710 silicon Inorganic materials 0.000 claims description 4
- 239000010703 silicon Substances 0.000 claims description 4
- 238000012360 testing method Methods 0.000 claims description 4
- 239000004411 aluminium Substances 0.000 claims description 3
- 238000004227 thermal cracking Methods 0.000 claims description 3
- WFKWXMTUELFFGS-UHFFFAOYSA-N tungsten Chemical compound [W] WFKWXMTUELFFGS-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 3
- 229910052721 tungsten Inorganic materials 0.000 claims description 3
- 239000010937 tungsten Substances 0.000 claims description 3
- 229910000990 Ni alloy Inorganic materials 0.000 claims description 2
- RTAQQCXQSZGOHL-UHFFFAOYSA-N Titanium Chemical compound [Ti] RTAQQCXQSZGOHL-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 2
- QCWXUUIWCKQGHC-UHFFFAOYSA-N Zirconium Chemical compound [Zr] QCWXUUIWCKQGHC-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 2
- 229910052735 hafnium Inorganic materials 0.000 claims description 2
- VBJZVLUMGGDVMO-UHFFFAOYSA-N hafnium atom Chemical compound [Hf] VBJZVLUMGGDVMO-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 2
- 239000010936 titanium Substances 0.000 claims description 2
- 229910052719 titanium Inorganic materials 0.000 claims description 2
- 229910052726 zirconium Inorganic materials 0.000 claims description 2
- 229910045601 alloy Inorganic materials 0.000 claims 1
- 239000000956 alloy Substances 0.000 claims 1
- -1 rare earths Chemical compound 0.000 claims 1
- 239000007789 gas Substances 0.000 abstract description 12
- 238000000034 method Methods 0.000 abstract description 5
- 230000008569 process Effects 0.000 abstract description 5
- 230000009471 action Effects 0.000 abstract description 2
- 239000010779 crude oil Substances 0.000 abstract description 2
- 230000000630 rising effect Effects 0.000 abstract 1
- 238000000926 separation method Methods 0.000 abstract 1
- 229910052751 metal Inorganic materials 0.000 description 9
- 239000002184 metal Substances 0.000 description 9
- 239000000571 coke Substances 0.000 description 8
- 239000000463 material Substances 0.000 description 8
- 238000000197 pyrolysis Methods 0.000 description 8
- 239000010410 layer Substances 0.000 description 7
- 238000010586 diagram Methods 0.000 description 6
- 230000002093 peripheral effect Effects 0.000 description 5
- 230000001133 acceleration Effects 0.000 description 4
- 238000004939 coking Methods 0.000 description 4
- 230000000694 effects Effects 0.000 description 4
- 230000004992 fission Effects 0.000 description 4
- 239000000203 mixture Substances 0.000 description 4
- 239000002245 particle Substances 0.000 description 4
- 230000009467 reduction Effects 0.000 description 4
- 238000003466 welding Methods 0.000 description 4
- VGGSQFUCUMXWEO-UHFFFAOYSA-N Ethene Chemical compound C=C VGGSQFUCUMXWEO-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 3
- 239000005977 Ethylene Substances 0.000 description 3
- 230000015572 biosynthetic process Effects 0.000 description 3
- 238000003776 cleavage reaction Methods 0.000 description 3
- 238000005336 cracking Methods 0.000 description 3
- 238000009826 distribution Methods 0.000 description 3
- 230000007017 scission Effects 0.000 description 3
- 229910000851 Alloy steel Inorganic materials 0.000 description 2
- XEEYBQQBJWHFJM-UHFFFAOYSA-N Iron Chemical compound [Fe] XEEYBQQBJWHFJM-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- 150000001336 alkenes Chemical class 0.000 description 2
- JRZJOMJEPLMPRA-UHFFFAOYSA-N olefin Natural products CCCCCCCC=C JRZJOMJEPLMPRA-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- 241001589086 Bellapiscis medius Species 0.000 description 1
- 239000004215 Carbon black (E152) Substances 0.000 description 1
- 241000196324 Embryophyta Species 0.000 description 1
- 244000089409 Erythrina poeppigiana Species 0.000 description 1
- 229910000640 Fe alloy Inorganic materials 0.000 description 1
- 235000009776 Rathbunia alamosensis Nutrition 0.000 description 1
- 238000007792 addition Methods 0.000 description 1
- 230000002411 adverse Effects 0.000 description 1
- 230000008901 benefit Effects 0.000 description 1
- 238000005266 casting Methods 0.000 description 1
- 238000003421 catalytic decomposition reaction Methods 0.000 description 1
- 238000002144 chemical decomposition reaction Methods 0.000 description 1
- 238000004140 cleaning Methods 0.000 description 1
- 238000010622 cold drawing Methods 0.000 description 1
- 239000000567 combustion gas Substances 0.000 description 1
- 238000010276 construction Methods 0.000 description 1
- 238000005520 cutting process Methods 0.000 description 1
- 230000007547 defect Effects 0.000 description 1
- 238000009792 diffusion process Methods 0.000 description 1
- 238000002474 experimental method Methods 0.000 description 1
- 239000012530 fluid Substances 0.000 description 1
- 238000010438 heat treatment Methods 0.000 description 1
- 238000000265 homogenisation Methods 0.000 description 1
- 230000006872 improvement Effects 0.000 description 1
- 238000003754 machining Methods 0.000 description 1
- 239000011159 matrix material Substances 0.000 description 1
- 238000013021 overheating Methods 0.000 description 1
- 230000003647 oxidation Effects 0.000 description 1
- 238000007254 oxidation reaction Methods 0.000 description 1
- 230000001590 oxidative effect Effects 0.000 description 1
- 239000011241 protective layer Substances 0.000 description 1
- 230000006798 recombination Effects 0.000 description 1
- 238000005215 recombination Methods 0.000 description 1
- 238000005482 strain hardening Methods 0.000 description 1
- 239000000126 substance Substances 0.000 description 1
- 230000007704 transition Effects 0.000 description 1
Classifications
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
- C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C10—PETROLEUM, GAS OR COKE INDUSTRIES; TECHNICAL GASES CONTAINING CARBON MONOXIDE; FUELS; LUBRICANTS; PEAT
- C10G—CRACKING HYDROCARBON OILS; PRODUCTION OF LIQUID HYDROCARBON MIXTURES, e.g. BY DESTRUCTIVE HYDROGENATION, OLIGOMERISATION, POLYMERISATION; RECOVERY OF HYDROCARBON OILS FROM OIL-SHALE, OIL-SAND, OR GASES; REFINING MIXTURES MAINLY CONSISTING OF HYDROCARBONS; REFORMING OF NAPHTHA; MINERAL WAXES
- C10G9/00—Thermal non-catalytic cracking, in the absence of hydrogen, of hydrocarbon oils
- C10G9/14—Thermal non-catalytic cracking, in the absence of hydrogen, of hydrocarbon oils in pipes or coils with or without auxiliary means, e.g. digesters, soaking drums, expansion means
- C10G9/18—Apparatus
- C10G9/20—Tube furnaces
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C10—PETROLEUM, GAS OR COKE INDUSTRIES; TECHNICAL GASES CONTAINING CARBON MONOXIDE; FUELS; LUBRICANTS; PEAT
- C10G—CRACKING HYDROCARBON OILS; PRODUCTION OF LIQUID HYDROCARBON MIXTURES, e.g. BY DESTRUCTIVE HYDROGENATION, OLIGOMERISATION, POLYMERISATION; RECOVERY OF HYDROCARBON OILS FROM OIL-SHALE, OIL-SAND, OR GASES; REFINING MIXTURES MAINLY CONSISTING OF HYDROCARBONS; REFORMING OF NAPHTHA; MINERAL WAXES
- C10G9/00—Thermal non-catalytic cracking, in the absence of hydrogen, of hydrocarbon oils
- C10G9/24—Thermal non-catalytic cracking, in the absence of hydrogen, of hydrocarbon oils by heating with electrical means
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C19/00—Alloys based on nickel or cobalt
- C22C19/03—Alloys based on nickel or cobalt based on nickel
- C22C19/05—Alloys based on nickel or cobalt based on nickel with chromium
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
- C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
- C22C38/48—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with niobium or tantalum
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F28—HEAT EXCHANGE IN GENERAL
- F28F—DETAILS OF HEAT-EXCHANGE AND HEAT-TRANSFER APPARATUS, OF GENERAL APPLICATION
- F28F1/00—Tubular elements; Assemblies of tubular elements
- F28F1/10—Tubular elements and assemblies thereof with means for increasing heat-transfer area, e.g. with fins, with projections, with recesses
- F28F1/40—Tubular elements and assemblies thereof with means for increasing heat-transfer area, e.g. with fins, with projections, with recesses the means being only inside the tubular element
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C10—PETROLEUM, GAS OR COKE INDUSTRIES; TECHNICAL GASES CONTAINING CARBON MONOXIDE; FUELS; LUBRICANTS; PEAT
- C10G—CRACKING HYDROCARBON OILS; PRODUCTION OF LIQUID HYDROCARBON MIXTURES, e.g. BY DESTRUCTIVE HYDROGENATION, OLIGOMERISATION, POLYMERISATION; RECOVERY OF HYDROCARBON OILS FROM OIL-SHALE, OIL-SAND, OR GASES; REFINING MIXTURES MAINLY CONSISTING OF HYDROCARBONS; REFORMING OF NAPHTHA; MINERAL WAXES
- C10G2300/00—Aspects relating to hydrocarbon processing covered by groups C10G1/00 - C10G99/00
- C10G2300/80—Additives
- C10G2300/805—Water
- C10G2300/807—Steam
Landscapes
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Oil, Petroleum & Natural Gas (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Physics & Mathematics (AREA)
- Thermal Sciences (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Chemical Kinetics & Catalysis (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- General Chemical & Material Sciences (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Geometry (AREA)
- General Engineering & Computer Science (AREA)
- Production Of Liquid Hydrocarbon Mixture For Refining Petroleum (AREA)
- Physical Or Chemical Processes And Apparatus (AREA)
- Organic Low-Molecular-Weight Compounds And Preparation Thereof (AREA)
Description
RIBBERØR FOR TERMISK SPALTING AV HYDRO-KARBONER
Oppfinnelsen vedrører et ribberør for termisk spalting (cracking) av hydrokarboner under nærvær av damp, i hvilken ladeblandingen blir ført gjennom eksternt oppvarmede rør med spiralformede indre ribber.
Rørovner i hvilke en hydrokarbon/dampblanding blir ført gjennom en serie av individuelle eller buktende rør (spaltingsrørspiraler) ved temperaturer over 750°C fremstilt av varme-bestandige krom-nikkel-stållegeringer med en høy motstand mot oksidering eller avskal-ling og en høy motstand mot karburering (oppkulling) har vist seg egnet til høytemperatur pyrolyse av hydrokarboner (derivater av råolje). Rørspiralene innbefatter vertikalt førende, rette rørseksjoner som er festet til hverandre via U-formede rørbend eller er anordnet par-allelt med hverandre; de er vanligvis varmet opp ved hjelp av sideveggbrennere og i noen tilfeller ved hjelp av bunnbrennere og derfor har hva som er kjent som en lys side som vender mot brennerne, og en mørk side som er forskjøvet med 90° med hensyn dertil, det vil si går i samme retning som raden av rør. De gjennomsnittlige temperaturer i rørmetallet (tube metal temperatur = TMT) er i noen tilfeller over 1000°C.
Levetiden til spaltingsrørene avhenger i svært betydelig grad av krypmotstanden og kar-bureringsmotstanden og også forkoksingsraten til rørmaterialet. En avgjørende faktor for forkoksingsraten, det vil si veksten av et sjikt av karbonavleiringer (pyrolysekoks), på rø-rets innveg er, i tillegg til typen av anvendte hydrokarboner, temperaturen til spaltings-gassen i området ved innerveggen og det som er kjent som driftsbelastningen, som skju-ler påvirkningen av systemtrykket og oppholdstiden i rørsystemet på utbyttet av etylen. Driftsbelastningen er satt på grunnlag av gjennomsnittlig utgangstemperatur på spaltings-gassen (f.eks. 850°C). Jo høyere gasstemperaturen i nærheten av rørinnerveggen er over denne temperatur, jo mer omfattende blir veksten av sjiktet av pyrolysekoks, og den isole-rende virkning av dette sjikt tillater temperaturen å øke enda ytterligere. Selv om krom-nikkel-stål-legeringer som inneholder 0,4 % karbon, over 25 % krom og over 20 % nikkel, for eksempel 35 % krom, 45 % nikkel og hvis formålstjenlig 1 % niob, og som er brukt som rørmateriale, har en høy motstand mot karburering, diffunderer karbonet inn i rørveggen ved defekter i oksidsjiktet, hvor det fører til betraktelig karburering som kan beløpe seg til karboninnhold fra 1 % til 3 % ved veggdybder fra 0,5 til 3 mm. Dette er forbundet med betydelig sprøhet i rørmaterialet, med risiko for sprekkdannelse i tilfelle av fluktuerende termiske belastninger, særlig når ovnen startes opp og stenges av.
For å bryte ned karbonavleiringene (forkoksingen) på rørets innervegg, er det nødvendig at spaltingsoperasjonen avbrytes fra tid til annen for at pyrolysekoksen kan bli brent ved hjelp av en damp/luft-blanding. Dette krever at driften stanses for opptil 36 timer, og derved har en betydelig ugunstig effekt på økonomien til prosessen.
Det er også kjent fra GB patent 969 796 å bruke spaltingsrør med indre ribber. Selv om ribber av denne type fører til et indre overflateområde som er ganske mange prosent stør-re, for eksempel 10%, med en korresponderende forbedring av varmeoverføring, er de også forbundet med ulempen ved et betydelig øket trykktap sammenliknet med et glatt rør, på grunn av friksjon ved den forstørrede indre overflate. Det høyere trykktap krever et høyere sy stem trykk, hvilket uvilkårlig endrer oppholdstiden og har en ugunstig effekt på utbyttet. En tilleggsfaktor er at de kjente rørmaterialer med høyt innhold av karbon og krom ikke lenger kan profileres ved kaldbearbeiding, for eksempel kaldtrekking. De har den ulempe at deres deformasjonsegenskap avtar meget når varmestyrken stiger. Dette har ført til de høye temperaturer i rørmetall på for eksempel opp til 1050°C, hvilket er øns-kelig med hensyn til utbyttet av etylen, noe som krever bruk av sentrifugestøpte rør. Siden sentrifugestøpte rør imidlertid bare kan fremstilles med en sylindrisk vegg, kreves spesiel-le formingsprosesser, for eksempel fjerning av materiale ved elektrolytisk maskinering
eller en formende sveiseprosess dersom rør med indre ribber skal produseres.
EP1,136,541A1 og US5,950,718 viser noen andre spaltingsløsninger.
På bakgrunn av dette er oppfinnelsen basert på problemet med å forbedre økonomien i den termiske spalting av hydrokarboner i rørformede ovner med eksternt oppvarmede rør som har spiralformede indre ribber.
Oppfinnelsen er definert av det selvstendige patentkravet. De uselvstendige kravene defi-nerer fordelaktige utførelser av oppfinnelsen.
Formålet er oppnådd ved et ribberør hvor en virvelstrøm blir generert i den umiddelbare nærhet av ribbene til fortrinnsvis sentrifugestøpte rør, og denne virvelstrøm blir konvertert til en kjernesone med en overveiende aksial flyt med økende radial avstand fra ribbene. Overgangen mellom den ytre sone med virvelstrømmen og kjernesonen med den overveiende aksiale flyt er gradvis, for eksempel parabolsk.
I ribberøret ifølge oppfinnelsen, tar virvelstrømmen opp den løsrevne turbulens ved ribbeflankene, slik at turbulensen ikke blir resirkulert lokalt i form av en kontinuerlig sirkuleren-de flyt inn i ribbeforsenkningene. Til tross for de åpenbart lengre distansene dekket av partiklene gjennom spiralbanene, er gjennomsnittlig oppholdstid lavere enn i et glatt rør og dessuten mer homogen gjennom tverrsnittet (se Fig. 7). Dette blir bekreftet av den høyere generelle hastighet i det profilerte rør med virvel (profil 3) sammenliknet med røret med rette ribber (profil 2). Dette sikres særskilt dersom virvelstrømmen i området ved ribbene, henholdsvis ribbene har en vinkel på 20° til 40°, for eksempel 30°, fortrinnsvis 25 til 32,5°, i forhold til rørets lengdeakse.
I ribberøret ifølge oppfinnelsen blir tilførselen av varme, som uunngåelig er forskjellig på lys- og skyggesiden av røromkretsen, kompensert for i rørveggen og rørets indre, og varmen blir hurtig spredt innover til kjernesonen. Dette er forbundet med en reduksjon i risi-koen for lokal overoppheting av prosessgassen ved rørveggen, med den resulterende dannelse av pyrolysekoks. Dessuten er den termiske belastning på rørmaterialet lavere på grunn av temperaturkompensasjonen mellom lys- og skyggesiden, hvilket øker levetiden. Endelig blir temperaturen i ribberøret ifølge oppfinnelsen også gjort mer ensartet i rørtverrsnittet, hvilket fører til et forbedret olefinutbytte. Grunnen til dette er at uten den radiale temperaturkompensering ifølge oppfinnelsen i rørets indre, ville overspalting finne sted ved den varme rørvegg og rekombinering av spaltingsprodukter ville oppstå i senter av røret.
Enn videre blir et laminært flytsjikt, som er karakteristisk for turbulente strømmer, med sterkt redusert varmeoverføring dannet med et glatt rør og i sterkere grad med ribbeprofi-ler med en indre omkrets som er øket med mer enn 5%, for eksempel 10%, med ribber. Denne laminære strømning fører til økt dannelse av pyrolysekoks med en dårlig termisk ledningsevne. De to sjikt til sammen krever større tilførsel av varme eller en høyere brennerkapasitet. Dette øker rørmetallets temperatur (TMT)og forkorter levetiden tilsvarende.
Oppfinnelsen hindrer dette i kraft av det faktum at den indre omkrets av profilen utgjør rundt høyst 5 %, for eksempel 4 % eller til og med 3,5 %, med hensyn på omkretsen på innhyllingssirkelen som berører ribbeforsenkningene. Imidlertid kan den indre omkrets være opp til 2 % mindre enn innhyllingssirkelen. Med andre ord, den relative profilomkret sen utgjør høyst 1,05 til 0,98 % av omkretsen til innhyllingssirkelen. Følgelig utgjør differensen i areal til profilrøret ifølge oppfinnelsen, det vil si dets samlede indre overflateareal, i forhold til et glatt rør med diameter tilsvarende innhyllingssirkelen høyst +5 % til-2 % eller 1,05 til 0,98 ganger arealet til det glatte rør.
Rørprofilen ifølge oppfinnelsen muliggjør en mindre rørtetthet (kg/m) sammenliknet med et ribberør i hvilket den indre omkrets av profilen er minst 10 % større enn omkretsen til innhyllingssirkelen. Dette blir demonstrert ved en sammenlikning mellom to rør med samme hydrauliske diameter og følgelig det samme trykktap og det samme termiske resultat.
En ytterligere fordel med den profilerte omkrets ifølge oppfinnelsen (relativ profilomkrets) med hensyn til innhyllingssirkelomkretsen er hurtigere oppvarming av ladegassen ved en redusert rørmetalltemperatur.
Virvelstrømmen ifølge oppfinnelsen reduserer i sterk grad omfanget av laminærsjiktet; dessuten er det tilknyttet en hastighetsvektor rettet mot rørets senter, hvilket reduserer oppholdstiden til spaltingsradikaler og/eller spaltingsprodukter ved den varme rørvegg og den kjemiske og katalytiske dekomponeringen derav til å danne pyrolysekoks.
I tillegg blir temperaturdifferensen mellom ribbeforsenkninger og ribber, som ikke er uve-sentlige med hensyn til innvendig profilerte rør med høye ribber, kompensert for ved vir-velstrømmen ifølge oppfinnelsen. Dette øker tiden mellom to påkrevde koksfjerningsope-rasjoner. Uten virvelstrømmen ifølge oppfinnelsen oppstår en ikke ubetydelig temperaturdifferanse mellom ribbetoppene og grunnlinjen til ribbeforsenkningene. Oppholdstiden til spaltingsproduktene som er tilbøyelig til å danne koks, er kortere med hensyn til spaltingsrør tilveiebrakt med spiralformede indre ribber. Dette avhenger av beskaffenheten til ribbene i de enkelte omstendigheter.
I diagrammet:
Kurvene viser tydelig at den høyere periferihastighet til profil 6 med 4,8 mm høye ribber blir brukt opp innen ribbeforsenkningene, mens derimot periferihastigheten til profilen iføl-ge oppfinnelsen med en ribbehøyde på bare 2 mm penetrerer inn i kjernen av strømmen. Til tross for at periferihastigheten til profil 4 med bare 3 ribber er tilnærmet like høy, forårsaker den ingen spiralakselerasjon i kjernestrømningen.
Ifølge kurvene vist i diagrammet presentert i Fig. 2, forårsaker profilen ifølge oppfinnelsen en spiralakselerasjon i ribbeforsenkningene (øverste gren av kurven) som dekker store deler av rørets tverrsnitt og er derfor ansvarlig for homogenisering av temperaturen i røret. Den lavere periferihastighet ved ribbetoppene (nederste gren av kurven) sikrer ytterligere at ingen turbulens og tilbakestrømning oppstår.
Fig. 3 viser tverrsnittet av tre testrør, innbefattet deres data; disse rør innbefatter profil 3 ifølge oppfinnelsen. Hver av diagrammene indikerer temperaturprofilen tvers over rørets radius på skyggesiden og på lyssiden. En sammenlikning av diagrammene avslører den lavere temperaturdifferanse mellom rørvegg og rørsenter og den lavere gasstemperatur ved rørveggen med hensyn til profil 3 ifølge oppfinnelsen.
Virvelstrømmen ifølge oppfinnelsen sikrer at fluktuasjonen i innerveggtemperaturen langs omkretsen av røret, det vil si mellom lys- og skyggesiden, er mindre enn 12°C, selv om rørspiralene, som vanligvis er anordnet parallelle rader, i en rørovn blir oppvarmet eller påvirket av forbrenningsgasser ved hjelp av sideveggbrennere kun på motstående sider og at rørene derfor hver har en lysside mot brennerne, og en skyggeside, som er forskjø-vet 90° med hensyn dertil. Den gjennomsnittlige rørmetalltemperatur, det vil si differensen i rørmetalltemperaturen på lys- og skyggesiden, fører til indre spenninger, og avgjør derved levetiden til rørene. Derfor fører reduksjonen i gjennomsnittlig rørmetalltemperatur på 11° i et rør ifølge oppfinnelsen med åtte ribber med en stigning på 30°, en indre rørdiame-ter på 38,8 mm og en ytre rørdiameter på 50,8 mm, det vil si en differanse i høyde mellom ribbebunner og ribbetopper på 2 mm sammenliknet med et glatt rør med den samme diameter, basert på en gjennomsnittlig levetid på 5 år, som kan sees i diagrammet presentert i Fig. 4, til en kalkulert økning i levetid til omtrent 8 år ved en arbeidstemperatur på 1050°C.
Temperaturfordelingen mellom lys- og skyggesiden for de tre profilene vist i Fig. 3 kan finnes i diagrammet vist i Fig. 5. Det lavere nivå på temperaturkurven for profilen 3 sammenliknet med det glatte rør (profil 0) og det betraktelig smalere fluktuasjonsområdet for profil 3-kurven sammenliknet med profil 1-kurven er verd å legge merke til.
En spesielt hensiktsmessig temperaturfordeling oppstår dersom isotermene løper i spiral-form fra rørets innervegg til strømningens kjerne.
En mer ensartet temperaturfordeling over tverrsnittet oppnås spesielt dersom periferihastigheten bygges opp innen 2 til 3 m og deretter forblir konstant gjennom hele lengden av røret.
Med et mål å oppnå et høyt olefinutbytte med en relativt kort rørlengde, burde ribberøret ifølge oppfinnelsen drives slik at temperaturhomogenitetsfaktoren over tverrsnittet og temperaturhomogenitetsfaktoren i forhold til på den hydrauliske diameter er over 1 i forhold til homogenitetsfaktoren til et glatt rør (hfeø). I denne kontekst er homogenitetsfakto-rer definert som følger:
Strømningskonfigurasjonen ifølge oppfinnelsen, innbefattende kjernestrøm og virvelstrøm, kan oppnås med et ribberør i hvilket flankevinkelen til ribbene, som i hvert tilfelle er konti-nuerlige gjennom lengden av en rørseksjon, det vil si at den eksterne vinkel mellom finne-flankene og rørets radius, er 16° til 25°, foretrukket 19° til 21°. En flankevinkel av denne type, spesielt i kombinasjon med en ribbestigning fra 20° til 40°, for eksempel 22,5° til 32,5°, sikrer at det som oppstår i ribbeforsenkningene ikke er en mer eller mindre kontinuerlig virvelstrøm som returnerer til ribbeforsenkningene bak ribbeflankene og fører til dan-nelsen av uønskede "twisters" i ribbeforsenkningene. Snarere blir turbulensen som dan-nes i ribbeforsenkningene, revet løs fra ribbeflankene og tatt opp av virvelstrømmen. Virvelenergien bevirket av ribbene akselererer gasspartiklene og fører til en høyere samlet hastighet. Dette fører til en reduksjon i rørmetalltemperaturen, og gjør også den sistnevnte mer ensartet, så vel som at den gjør temperaturen og oppholdstiden over rørets tverrsnitt mer ensartet. Beskaffenheten til ribberøret ifølge oppfinnelsen kan sees fra illustrasjonene av et rørsegment i Fig. 6 og de tilhørende karakteristiske parametere
Hydraulisk diameter Dh i mm, Ri<Dh/2
Flankevinkel B
Ribbehøyde H
Innhyllingssirkelradius Ra=Ri + H og Da=2 x Ra
Sentervinkel a
Kurvaturens radius R=RA (sin a/2 sin B+sin a)
Innhyllingssirkelomkrets 2l~lra
Vinkel i den skjewinklede trekant v=180-(a+B)
Indre radius Ri=2R (siny/sina)-R
Finnehøyde H=Ra-Ri
Profilomkrets UP=2 x antall ribber x ttR/180 (2 B+a)
Ribbeoverflateareal Fr
Innhyllingssirkelens areal Fa=TrDa<2>/4
Areal av den indre sirkel Fi=ITDi
Profilareal innen omhyllingssirkelen Fp=Frx antall ribber
Profilomkrets Up=(1,05 to 0,98)-2l~lra
Ribbene og ribbeforsenkningene som er lokalisert mellom ribbene, kan være av speil-symmetrisk konstruksjon i tverrsnitt og grense opp til hverandre eller kan danne en bølge-linje med i hvert tilfelle de samme kurvaturradier. Flankevinkelen oppstår derved mellom tangentene til de to kurvaturradier ved berøringspunktet og rørets radius. I dette tilfellet er ribbene relativt grunne; ribbehøyde og flankevinkel er tilpasset hverandre på en slik måte at den hydrauliske diameter til profilen fra forholdet 4 x fri tverrsnitt/profilomkrets er større enn eller lik profilens indre sirkel. Den hydrauliske diameter er derfor i den indre tredjedel av profilhøyden. Følgelig øker ribbehøyden og antall ribber når diameteren blir større, slik at virvelstrømmen blir vedlikeholdt i den retning og intensitet som er nødvendig for profilens aksjon.
En større strømningshastighet (Fig. 2) oppstår mellom ribbene eller i ribbeforsenkningene, som fører til en selvrensende virkning, det vil si til en reduksjon i mengdene av avleiret pyrolysekoks.
Dersom ribbene blir fremstilt ved påleggssveising eller dekksveising hvor et sentrifugal-støpt rør anvendes, forblir rørveggen mellom ribbene i det vesentlige uendret, slik at ribbeforsenkningene ligger på en felles sirkel som samsvarer med den indre omkretsen til det sentrifugalstøpte rør.
Uavhengig av rørets indre diameter har forsøk vist at totalt 8 til 12 ribber er tilstrekkelig til å oppnå strømningskonfigurasjonen ifølge oppfinnelsen.
Med hensyn til ribberøret ifølge oppfinnelsen, er forholdet mellom kvotientene til varme-overføringskoeffisientene Qr/Qoog kvotienten til trykktapene APr/APoi vanntesten, under anvendelse og iakttakelse av likhetslovene og ved bruk av Reynolds tall gitt for en naf-ta/damp-blanding, fortrinnsvis fra 1,4 til 1,5, hvor R betegner et ribberør og 0 betegner et glatt rør.
Overlegenheten til ribberøret ifølge oppfinnelsen (profil 3) sammenliknet med et glatt rør (profil 0) og et ribberør med åtte parallelle ribber (profil 1), mellom hvilke den radiale av stand mellom ribbebunnene og ribbetoppene er 4,8 mm, blir illustrert ved dataene presentert i tabellen nedenfor. Ribberørene har alle 8 ribber og den samme omhyllingssirkelen.
I denne kontekst er den hydrauliske diameter definert som følger:
Dhydr=4 x (fri tverrsnitt)/intern omkrets;
den korresponderer foretrukket med den indre diameter til et sammenlignbart glatt rør og derved resulterer i en homogenitetsfaktor på 1,425.
I vannprøven ga ribberøret ifølge oppfinnelsen en varmeoverføring (Qr) som var 2,56 ganger høyere enn det glatte rør, med et trykktap (APr) som var bare 1,76 ganger høyere.
Fig. 7 sammenlikner tre forskjellige profilrør, innbefattet et rør ifølge oppfinnelsen med 8 ribber med en helning på i hvert tilfelle 30°, med et rør med en glatt innvending vegg (glatt rør). Den hydrauliske diameter, den aksiale hastighet, oppholdstid og trykktapet er angitt for hvert tverrsnitt.
De anvendte startdata var de kvantitative gjennomstrømningene i et glatt rør med indre diameter 38 mm i drift, hvilket er identisk med den hydrauliske diameter. Ved bruk av likhetslovene (samme Reynolds tall), ble disse data konvertert ved beregning til varmt vann og brukt som grunnlag for prøvene (jfr. forholdet til kvotientene for varmeoverføring og trykktap for prøvene med vann og den tilsiktede homogenitetsfaktor for beregningen ved bruk av gasser).
De forskjellige hastighetsprofilene oppstår fra de samme kvantitative gjennomstrømninge-ne ved forskjellige hydrauliske diameter (gjensidig forhold).
Sammenlikningen av hastigheter for profilene 2 og 3, som har identiske tverrsnitt, illustre-rer den forbedrede hastighet, akselerasjon og oppholdstid med rørene ifølge oppfinnelsen (profil 3). For den samme hydrauliske diameter, fører hastighetskomponenten i omkrets-retningen, forårsaket av virvelen bevirket av ribbene, til at strømmen blir løsrevet fra rør-veggen og bevirker en spiralstigende hastighet over hele tverrsnittet.
Den styrte spiralstrøm fører varmen fra rørveggen inn i strømmen og derved fordeler den mer jevnt enn i en vanlig, ikke-styrt turbulent strøm (glatt rør, profilene 1 og 2). Det samme gjelder for oppholdstiden til partiklene. Den spiralstyrte strøm fordeler partiklene mer en-hetlig over tverrsnittet, mens akselerasjonen ved profilflankene reduserer den gjennomsnittlige oppholdstid. Med hensyn til profil 1, er grunnen den betydelige forsnevring av strømmen og friksjonstapet ved den store indre overflaten til profilen.
Avhengig av materialet kan ribbene ifølge oppfinnelsen fremstilles av for eksempel et sen-trifugestøpt rør, fra endene av et rør med aksialt parallelle ribber rotert med hensyn til
hverandre, eller ved at den indre profil blir fremstilt ved deformasjon av en sentrifugestøpt rør, for eksempel ved varmestøping, varmtrekking eller kaldforming ved hjelp av et profile-ringsverktøy, for eksempel en flytende dor eller en dorstang med en ytre profil som korresponderer med rørets indre profil.
Et antall varianter av skjæremaskiner for den indre profilering av rør er kjent, for eksempel fra DE-patent 195 23 280. Disse maskiner er også egnet til fremstilling av et ribberør iføl-ge oppfinnelsen.
Med hensyn til varmforming, bør deformeringstemperaturen fastsettes på en slik måte at den mikrostrukturene tekstur blir delvis ødelagt i området til den innvendige overflate, og følgelig blir rekrystallisert ved et senere stadium under påvirkning av driftstemperaturen. Resultatet av dette er en finkornet mikrostruktur som tillater hurtig diffusjon av krom, sili sium og/eller aluminium gjennom den austenittiske matrise til rørets indre overflate, der et oksidisk beskyttende sjikt raskt blir dannet.
Ribbene ifølge oppfinnelsen kan også fremstilles ved påleggssveising; i dette tilfelle er det ikke mulig å tildanne en buet ribbebase mellom de individuelle ribber, men snarere opp-rettholdes vesentlig den originale profilen til rørets indre vegg der.
Rørets indre overflate ifølge oppfinnelsen burde ha den lavest mulige runet; den kan derfor glattes, for eksempel mekanisk poleres eller elektrolytisk jevnes.
Passende rørmateriale for bruk i etylenanlegg er jern og/eller nikkellegeringer som inneholder 0,1 % til 0,5 % karbon, 20 til 35 % krom, 20 til 70 % nikkel, opp til 3 % silisium, opp til 1 % niob; opp til 5 % wolfram og tilsetninger av hafnium, titan, sjeldne jordarter eller zirkonium, i hvert tilfelle opp til 0,5 %, og opp til 6 % aluminium.
Claims (12)
1. Ribberør for termisk spalting av hydrokarboner i nærvær av damp,karakterisert vedat ribberøret er forsynt med spiralformede indre ribber, hvor ribbene er anordnet i en stigningsvinkel på 20° til 40° i forhold til rørets lengdeakse, og hvor ribbene har en flankevinkel (B) som er 16° til 25°.
2. Ribberør ifølge krav 1,karakterisert vedat stigningsvin-kelen til ribbene er 22.5° til 32.5°.
3. Ribberør ifølge krav 1 eller 2,karakterisert vedat flankevinkelen (B) er 19° til 21°.
4. Ribberør ifølge krav 1 til 3,karakterisert vedat ribberø-ret er forsynt med 6 til 12 ribber.
5. Ribberør ifølge krav 1 til 4,karakterisert vedat den hydrauliske diameteren av ribberøret er i det minste lik diameteren av den indre sir-kelen (Ri).
6. Ribberør ifølge krav 1 til 5,karakterisert vedat forholdet mellom kvotienten til varmeoverføringskoeffisientene QR/Q0og kvotienten til trykktapene APr/APoi en vanntest er 1,4 til 1,5, hvor R betegner et ribberør og 0 betegner et glatt rør.
7. Ribberør ifølge krav 1 til 6,karakterisert vedat krum-mingsradiusen (R) til ribbetverrsnittet er 3,5 til 20 mm.
8. Ribberør ifølge krav 1 til 7,karakterisert vedat ribbe-høyden (H) er fra 1,25 til 3 mm.
9. Ribberør ifølge krav 1 til 8,karakterisert vedat det frie tverrsnitt innenfor profilomkretsen (Up) utgjør 85 til 95 % av arealet til omhyl-lingskurven (Fa).
10. Ribberør ifølge hvilket som helst av kravene 1 til 9,karakterisert vedat profilarealet (Fp) utgjør 40 til 50 % av ringarealet mellom omhyllingssirkelen og den indre sirkel.
11. Ribberør ifølge krav 1 til 10, hvor ribberøret er sentrifugalstøpt,karakterisert vedat det sentrifugalstøpte røret består av en nikkelle-gering som består av 0,1 til 0,5 % av karbon, 20 til 35 % av krom, 20 til 70 % av nikkel, opp til 3 % av silisium, opp til 1 % av niob; opp til 5 % av wolfram og i hvert tilfelle opp 0,5 % til av hafnium, titan, sjeldne jordarter, zirkonium, og opp til 6 % aluminium.
12. Ribberør ifølge krav 11, hvor legeringen ytterligere inneholder, individuelt eller i kombinasjon med hverandre, minst 0,02 % av silisium, 0,1 % av niob, 0,3 % av wolfram og 1,5 % av aluminium.
Figurtekster
Applications Claiming Priority (2)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
DE10233961A DE10233961A1 (de) | 2002-07-25 | 2002-07-25 | Verfahren zum thermischen Spalten von Kohlenwasserstoffen |
PCT/EP2003/004827 WO2004015029A1 (de) | 2002-07-25 | 2003-05-08 | Verfahren und rippenrohr zum thermischen spalten von kohlenwasserstoffen |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
NO20050493L NO20050493L (no) | 2005-03-17 |
NO337398B1 true NO337398B1 (no) | 2016-04-04 |
Family
ID=30128404
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
NO20050493A NO337398B1 (no) | 2002-07-25 | 2005-01-28 | Ribberør for termisk spalting av hydrokarboner |
Country Status (22)
Country | Link |
---|---|
EP (2) | EP1525289B9 (no) |
JP (2) | JP4536512B2 (no) |
KR (1) | KR101023668B1 (no) |
CN (1) | CN100523133C (no) |
AT (1) | ATE526385T1 (no) |
AU (1) | AU2003227737A1 (no) |
BR (1) | BR0312919B1 (no) |
CA (1) | CA2493463C (no) |
DE (1) | DE10233961A1 (no) |
EA (1) | EA010936B1 (no) |
ES (1) | ES2374568T3 (no) |
HR (1) | HRP20050072A2 (no) |
IL (1) | IL166229A (no) |
MA (1) | MA27325A1 (no) |
MX (1) | MXPA05001070A (no) |
NO (1) | NO337398B1 (no) |
NZ (1) | NZ537827A (no) |
PL (1) | PL204769B1 (no) |
PT (1) | PT1525289E (no) |
RS (1) | RS20050060A (no) |
UA (1) | UA85044C2 (no) |
WO (1) | WO2004015029A1 (no) |
Families Citing this family (14)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
PL2037202T3 (pl) | 2006-07-05 | 2019-03-29 | Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation | Metalowa rura do reakcji krakingu termicznego |
EP2408551A1 (en) * | 2009-03-17 | 2012-01-25 | Total Petrochemicals Research Feluy | Process for quenching the effluent gas of a furnace |
EP2813286A1 (de) * | 2013-06-11 | 2014-12-17 | Evonik Industries AG | Reaktionsrohr und Verfahren zur Herstellung von Cyanwasserstoff |
FR3033266B1 (fr) * | 2015-03-05 | 2017-03-03 | Ifp Energies Now | Ensemble de collecte d'un fluide gazeux pour reacteur radial |
WO2017007649A1 (en) | 2015-07-09 | 2017-01-12 | Sabic Global Technologies B.V. | Minimizing coke formation in a hydrocarbon cracker system |
JP6107905B2 (ja) * | 2015-09-09 | 2017-04-05 | 株式会社富士通ゼネラル | 熱交換器 |
CN109072090B (zh) * | 2016-04-12 | 2021-03-16 | 巴斯夫安特卫普股份有限公司 | 用于裂解炉的反应器 |
DE102016012907A1 (de) | 2016-10-26 | 2018-04-26 | Schmidt + Clemens Gmbh + Co. Kg | Tieflochbohrverfahren sowie Werkzeug für eine Tieflochbohrmaschine und Tieflochbohrmaschine |
DE102017003409B4 (de) | 2017-04-07 | 2023-08-10 | Schmidt + Clemens Gmbh + Co. Kg | Rohr und Vorrichtung zum thermischen Spalten von Kohlenwasserstoffen |
EP3384981B1 (de) * | 2017-04-07 | 2024-03-06 | Schmidt + Clemens GmbH + Co. KG | Rohr und vorrichtung zum thermischen spalten von kohlenwasserstoffen |
WO2018185167A1 (de) * | 2017-04-07 | 2018-10-11 | Schmidt + Clemens Gmbh + Co. Kg | Rohr und vorrichtung zum thermischen spalten von kohlenwasserstoffen |
CA3062425C (en) * | 2017-05-05 | 2022-05-31 | Exxonmobil Chemical Patents Inc. | Heat transfer tube for hydrocarbon processing |
CA3079647A1 (en) * | 2017-10-27 | 2019-05-02 | China Petroleum & Chemical Corporation | Heat transfer enhancement pipe as well as cracking furnace and atmospheric and vacuum heating furnace including the same |
GB2590363B (en) * | 2019-12-09 | 2023-06-28 | Paralloy Ltd | Internally profiled tubes |
Citations (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
US5950718A (en) * | 1994-07-11 | 1999-09-14 | Kubota Corporation | Heat exchange tubes |
EP1136541A1 (en) * | 1997-06-10 | 2001-09-26 | ExxonMobil Chemical Patents Inc. | Pyrolysis furnace with an internally finned u-shaped radiant coil |
Family Cites Families (7)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
GB969796A (en) | 1961-03-01 | 1964-09-16 | Exxon Research Engineering Co | Apparatus for heating fluids and tubes for disposal therein |
JPS58132081A (ja) * | 1982-01-08 | 1983-08-06 | Idemitsu Petrochem Co Ltd | 炭化水素の熱分解方法 |
DE3716665A1 (de) * | 1987-05-19 | 1988-12-08 | Vdm Nickel Tech | Korrosionsbestaendige legierung |
DE4427859A1 (de) * | 1994-08-05 | 1995-10-26 | Siemens Ag | Rohr mit auf seiner Innenseite ein mehrgängiges Gewinde bildenden Rippen sowie Dampferzeuger zu seiner Verwendung |
DE19523280C2 (de) * | 1995-06-27 | 2002-12-05 | Gfm Gmbh Steyr | Schmiedemaschine zum Innenprofilieren von rohrförmigen Werkstücken |
DE19629977C2 (de) * | 1996-07-25 | 2002-09-19 | Schmidt & Clemens Gmbh & Co Ed | Werkstück aus einer austenitischen Nickel-Chrom-Stahllegierung |
JPH11199876A (ja) * | 1998-01-16 | 1999-07-27 | Kubota Corp | コーキング減少性能を有するエチレン製造用熱分解管 |
-
2002
- 2002-07-25 DE DE10233961A patent/DE10233961A1/de not_active Withdrawn
-
2003
- 2003-05-08 AT AT03725176T patent/ATE526385T1/de active
- 2003-05-08 PL PL373967A patent/PL204769B1/pl unknown
- 2003-05-08 CN CNB038178850A patent/CN100523133C/zh not_active Expired - Lifetime
- 2003-05-08 RS YUP-2005/0060A patent/RS20050060A/sr unknown
- 2003-05-08 EA EA200500258A patent/EA010936B1/ru not_active IP Right Cessation
- 2003-05-08 CA CA2493463A patent/CA2493463C/en not_active Expired - Lifetime
- 2003-05-08 ES ES03725176T patent/ES2374568T3/es not_active Expired - Lifetime
- 2003-05-08 MX MXPA05001070A patent/MXPA05001070A/es active IP Right Grant
- 2003-05-08 WO PCT/EP2003/004827 patent/WO2004015029A1/de active Application Filing
- 2003-05-08 KR KR1020057001384A patent/KR101023668B1/ko active IP Right Grant
- 2003-05-08 EP EP03725176A patent/EP1525289B9/de not_active Expired - Lifetime
- 2003-05-08 UA UAA200501718A patent/UA85044C2/ru unknown
- 2003-05-08 PT PT03725176T patent/PT1525289E/pt unknown
- 2003-05-08 NZ NZ537827A patent/NZ537827A/en not_active IP Right Cessation
- 2003-05-08 AU AU2003227737A patent/AU2003227737A1/en not_active Abandoned
- 2003-05-08 JP JP2004526658A patent/JP4536512B2/ja not_active Expired - Lifetime
- 2003-05-08 EP EP10012045A patent/EP2298850A1/de not_active Withdrawn
- 2003-05-08 BR BRPI0312919-5A patent/BR0312919B1/pt active IP Right Grant
-
2005
- 2005-01-11 IL IL166229A patent/IL166229A/en active IP Right Grant
- 2005-01-18 MA MA28048A patent/MA27325A1/fr unknown
- 2005-01-24 HR HR20050072A patent/HRP20050072A2/hr not_active Application Discontinuation
- 2005-01-28 NO NO20050493A patent/NO337398B1/no not_active IP Right Cessation
-
2010
- 2010-02-18 JP JP2010034129A patent/JP2010150553A/ja not_active Withdrawn
Patent Citations (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
US5950718A (en) * | 1994-07-11 | 1999-09-14 | Kubota Corporation | Heat exchange tubes |
EP1136541A1 (en) * | 1997-06-10 | 2001-09-26 | ExxonMobil Chemical Patents Inc. | Pyrolysis furnace with an internally finned u-shaped radiant coil |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
PT1525289E (pt) | 2012-01-04 |
BR0312919B1 (pt) | 2014-06-24 |
RS20050060A (en) | 2007-09-21 |
PL373967A1 (en) | 2005-09-19 |
DE10233961A1 (de) | 2004-02-12 |
MXPA05001070A (es) | 2005-10-05 |
EP2298850A1 (de) | 2011-03-23 |
NZ537827A (en) | 2007-04-27 |
IL166229A (en) | 2008-11-26 |
KR20050052457A (ko) | 2005-06-02 |
MA27325A1 (fr) | 2005-05-02 |
JP2010150553A (ja) | 2010-07-08 |
JP4536512B2 (ja) | 2010-09-01 |
ATE526385T1 (de) | 2011-10-15 |
WO2004015029A1 (de) | 2004-02-19 |
BR0312919A (pt) | 2005-07-05 |
JP2005533917A (ja) | 2005-11-10 |
EA200500258A1 (ru) | 2005-08-25 |
PL204769B1 (pl) | 2010-02-26 |
AU2003227737A1 (en) | 2004-02-25 |
KR101023668B1 (ko) | 2011-03-25 |
UA85044C2 (ru) | 2008-12-25 |
ES2374568T3 (es) | 2012-02-17 |
NO20050493L (no) | 2005-03-17 |
CA2493463A1 (en) | 2004-02-19 |
EA010936B1 (ru) | 2008-12-30 |
IL166229A0 (en) | 2006-01-15 |
EP1525289B9 (de) | 2012-02-29 |
EP1525289B1 (de) | 2011-09-28 |
EP1525289A1 (de) | 2005-04-27 |
HRP20050072A2 (en) | 2005-08-31 |
CA2493463C (en) | 2013-01-15 |
CN1671824A (zh) | 2005-09-21 |
CN100523133C (zh) | 2009-08-05 |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
NO337398B1 (no) | Ribberør for termisk spalting av hydrokarboner | |
US7963318B2 (en) | Finned tube for the thermal cracking of hydrocarbons, and process for producing a finned tube | |
NO327767B1 (no) | Varmer for a oppvarme et prosessfluid, fremgangsmate for fremstilling av olefiner ved anvendelse av denne samt anvendelse av denne. | |
CA2575019C (en) | Composite tube, method of production for a composite tube and use of a composite tube | |
RU2740915C2 (ru) | Крекинг-печь | |
WO2008004574A1 (fr) | Tube métallique destiné à une réaction de craquage thermique | |
CN110709159B (zh) | 用于热裂解烃的管和装置 | |
EA036486B1 (ru) | Труба и устройство для термического разложения углеводородов | |
ZA200500456B (en) | Method and ribbed tube for thermally cleaving hydrocarbons | |
Zhu et al. | In Service Repair Challenges With Pyrolysis and Steam Methane Reformers High Temperature Metallurgy | |
BR112019020958B1 (pt) | Tubo para craqueamento térmico de hidrocarbonetos na presença de vapor, aparelho e uso | |
JPH09217068A (ja) | 炭化水素の熱分解管 | |
NO167044B (no) | Fremgangsmaate og apparat for termisk krakking av hydrokarbon-materiale | |
NO157916B (no) | Varmeveksler for kjoeling av et fluid. |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
MK1K | Patent expired |