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EP1525289A1 - Verfahren und rippenrohr zum thermischen spalten von kohlenwasserstoffen - Google Patents

Verfahren und rippenrohr zum thermischen spalten von kohlenwasserstoffen

Info

Publication number
EP1525289A1
EP1525289A1 EP03725176A EP03725176A EP1525289A1 EP 1525289 A1 EP1525289 A1 EP 1525289A1 EP 03725176 A EP03725176 A EP 03725176A EP 03725176 A EP03725176 A EP 03725176A EP 1525289 A1 EP1525289 A1 EP 1525289A1
Authority
EP
European Patent Office
Prior art keywords
ribs
tube
finned tube
profile
rib
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Granted
Application number
EP03725176A
Other languages
English (en)
French (fr)
Other versions
EP1525289B1 (de
EP1525289B9 (de
Inventor
Peter WÖLPERT
Benno Ganser
Dietlinde Jakobi
Rolf Kirchheiner
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Schmidt and Clemens GmbH and Co KG
Original Assignee
Schmidt and Clemens GmbH and Co KG
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Schmidt and Clemens GmbH and Co KG filed Critical Schmidt and Clemens GmbH and Co KG
Priority to EP10012045A priority Critical patent/EP2298850A1/de
Publication of EP1525289A1 publication Critical patent/EP1525289A1/de
Publication of EP1525289B1 publication Critical patent/EP1525289B1/de
Application granted granted Critical
Publication of EP1525289B9 publication Critical patent/EP1525289B9/de
Anticipated expiration legal-status Critical
Expired - Lifetime legal-status Critical Current

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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

Definitions

  • the invention relates to a method and a finned tube for the thermal splitting of hydrocarbons in the presence of steam, in which the feed mixture is passed through externally heated tubes with helical inner fins.
  • Tube furnaces have proven themselves for the high-temperature pyrolysis of hydrocarbons (petroleum derivatives), in which a hydrocarbon / water vapor mixture at temperatures above 750 ° C by rows of individual or meandering tubes (cracked tube coils) made of heat-resistant chrome-nickel steel alloys with high oxidation or Scale resistance and high carburization resistance.
  • the coils consist of vertically running straight pipe sections which are connected to one another via U-shaped pipe bends or arranged parallel to one another; They are usually heated with the help of side wall and sometimes also with the help of floor burners and therefore have a so-called sunny side facing the burners and a so-called shadow side that is offset by 90 °, that is to say in the direction of the rows of pipes.
  • the mean pipe wall temperatures (TMT) are sometimes above 1000 ° C.
  • the service life of the cracking tubes depends very much on the creep resistance and carburization resistance as well as on the coking speed of the tube material. Decisive for the coking speed, i.e. for the growth of a layer of carbon deposits (pyrolysis coke) on the inner pipe wall, in addition to the type of hydrocarbons used, the cracking gas temperature in the area of the inner wall and the so-called cracking severity, behind which the influence of the system pressure and the residence time in the pipe system hides on the ethylene yield.
  • the splitting sharpness is based on the average outlet temperature of the fission gases (e.g. 850 ° C)
  • centrifugal cast pipes can only be produced with a cylindrical wall, special shaping processes are required, for example an electrolytically abrasive machining or a shaping welding process, in order to produce inner finned pipes.
  • the invention is based on the problem of improving the economy of the thermal splitting of hydrocarbons in tube furnaces with externally heated tubes with helical inner fins.
  • the solution to this problem consists in a method in which a swirl flow is generated in the immediate vicinity of the fins, preferably a centrifugal cast iron pipe, and with increasing radial distance from the fins, a predominantly axial flow is transferred into a core zone.
  • the transition between the outer zone with the swirl flow and the core zone with the predominantly axial flow takes place gradually, for example parabolically.
  • the swirl flow absorbs the vertebrae detaching at the rib flanks, so that there is no local return of the vertebrae in the manner of a self-contained circular flow into the rib valleys.
  • the mean residence time is lower than in the smooth tube and moreover more homogeneous over the cross-section (see Fig. 7). This is confirmed by the higher overall speed in the profile tube with swirl (profile 3) compared to the tube with straight ribs (profile 2). This is ensured in particular when the swirl flow in the area of the fins or the fins extend at an angle of 20 ° to 40 °, for example 30 °, preferably 25 ° to 32.5 ° with respect to the tube axis.
  • the heat inevitably different over the circumference of the tube between the sun and shadow side is offered balanced in the tube wall and inside the tube and the heat was quickly dissipated inwards to the core zone. This is associated with a reduction in the risk of local overheating of the process gas on the tube wall and the resulting pyrolysis coke.
  • the thermal stress on the pipe material is lower due to the temperature balance between the sun and shade side, which leads to an extension of the service life.
  • the temperature is also made more uniform over the pipe cross section, with the result that the olefin yield is better. The reason for this is that without the radial temperature equalization according to the invention inside the pipe inside the hot pipe wall would overcrack and in the pipe center a recombination of fission products would occur.
  • the inner circumference of the profile is a maximum of 5%, for example 4% or also 3.5%, based on the circumference of the enveloping circle touching the rib valleys.
  • the inner circumference can also be up to 2% smaller than the envelope circle.
  • the relative profile circumference is at most 1.05 to 0.98% of the circumference of the envelope.
  • the area difference of the profiled tube according to the invention, ie its developed inner surface is a maximum of + 5% to -2% or 1.05 to 0.98 times the smooth tube surface, based on a smooth tube with the enveloping circle diameter.
  • the tube profile according to the invention allows a lower specific tube weight (kg / m) compared to a finned tube, in which the inner circumference of the profile is at least 10% larger than the circumference of the enveloping circle. This is shown by a comparison of two pipes with the same hydraulic diameter and accordingly the same pressure loss and the same thermal result.
  • profile circumference relative profile circumference
  • the feed gas heats up more quickly at a reduced tube wall temperature.
  • the swirl flow according to the invention considerably reduces the laminar layer; it is also connected to a velocity vector directed towards the tube center, which reduces the residence time of crack radicals or fission products on the hot tube wall and their chemical and catalytic conversion to pyrolysis coke.
  • the temperature differences between rib valleys and fins which are not insignificant in inner profile tubes with high fins, are compensated for by the swirl flow according to the invention. This increases the time interval between two necessary decoctions.
  • the swirl flow according to the invention there is a not inconsiderable temperature difference between the rib tops and the bottom of the rib valleys.
  • the residence time of the fission products which tend to coke is shorter in the case of cracking tubes provided with helical inner fins; In individual cases, this depends on the nature of the ribs.
  • the diagram shows:
  • the profile according to the invention brings about a spiral acceleration in the rib valleys (upper curve branch), which covers large areas of the pipe cross section and thus brings about a homogenization of the temperature in the pipe.
  • the lower peripheral speed at the rib tops (lower curve branch) also ensures that there is no turbulence and backflow.
  • FIG 3 shows three test tubes with their data in cross-section, including the profile 3 according to the invention.
  • the diagrams show the temperature profile over the tube radius (radius) on the shadow and the sun side.
  • a comparison of the diagrams shows the lower temperature difference between the tube wall and the center and the lower gas temperature on the tube wall in the case of the profile 3 according to the invention.
  • the swirl flow according to the invention ensures that the fluctuation of the inner wall temperature over the circumference of the tube, that is, between the sun and shadow side is below 12 ° C., although the tube coils of a tube furnace, which are usually arranged in parallel rows, are heated or heated with the help of side wall burners only on opposite sides are charged with combustion gases and the pipes therefore each have a sunny side facing the burners and a shadow side offset by 90 °.
  • the mean pipe wall temperature i.e. the difference in pipe wall temperature between the sunny and the shady side, leads to internal stresses and therefore determines the service life of the pipes. This results in the reduction in the mean, which can be seen from the diagram in FIG. 4 - 7 -
  • a particularly favorable temperature distribution arises when the isotherms run from the inner tube wall to the core of the flow in a spiral.
  • a more uniform distribution of the temperature over the cross section results in particular if the peripheral speed builds up within 2 to 3 m and then remains constant over the entire pipe length.
  • the method according to the invention should be operated in such a way that the homogeneity factor of the temperature over the cross section and the homogeneity factor based on the hydraulic diameter in relation to the homogeneity factor of a smooth tube (H G0 ) over 1 lies.
  • the homogeneity factors are defined as follows:
  • H G0 [-] Hp 0 ⁇ T o . d x / ⁇ T ⁇ . d o
  • the flow pattern of core and swirl flow according to the invention can be achieved with a finned tube in which the flank angle is in each case over the Length of a tube piece of continuous ribs, that is, the outside angle between the rib flanks and the radius of the tube is 16 ° to 25 °, preferably 19 ° to 21 °.
  • a flank angle in particular in connection with a fin pitch of 20 ° to 40 °, for example 22.5 ° to 32.5 °, ensures that there is not a more or less self-contained vortex flow returning into the fin valleys behind the fin flanks results, which leads to the formation of undesirable "twisters" in the rib valleys, that is, of closed vortex braids.
  • the ribs and the rib valleys located between the ribs can be mirror-symmetrical in cross section and adjoin one another or form a wavy line with the same radii of curvature in each case.
  • the flank angle then results between the tangents of the two radii of curvature at the point of contact and the radius of the tube.
  • the ribs are relatively flat; Rib height and flank angle are coordinated so that the hydraulic diameter of the profile from the ratio of 4 x free cross-section / profile circumference is equal to or larger than the inner circle of the profile. The hydraulic diameter is therefore in the inner third of the profile height.
  • the rib height and the number of ribs increase with increasing diameter so that the swirl flow is maintained in the direction and strength required for the effect of the profile.
  • the tube wall between the individual fins remains essentially unchanged, so that the rib valleys lie on a common circle that corresponds to the inner circumference of the centrifugal cast tube.
  • the ratio of the quotients of the heat transfer coefficients Q R / Q 0 to the quotient of the pressure losses ⁇ P R / ⁇ Po in the water test using and observing the laws of similarity and using the Reynolds numbers mediated for a naphtha / water vapor mixture is preferably 1.4 to 1.5, where R denotes a finned tube and 0 a smooth tube.
  • the superiority of the finned tube according to the invention (profile 3) compared to a smooth tube (profile 0) and a finned tube with axially parallel fins (profile 1), in which the radial distance between the rib valleys and the fin tips is 4.8 mm, illustrate the data of the following Table.
  • the finned tubes all had 8 fins and the same enveloping circle.
  • the hydraulic diameter is defined as follows:
  • the finned tube according to the invention results in a heat transfer (Q R ) that is higher by a factor of 2.56 compared to the smooth tube with a pressure loss ( ⁇ P R ) that is only increased by a factor of 76.
  • a pipe with a smooth inner wall is compared to three different profile pipes, including a pipe according to the invention with 8 fins, each with a slope of 30 °.
  • the hydraulic diameter, the axial speed, the dwell time and the pressure loss are given for each cross-section.
  • the starting data were the throughput quantities of a smooth pipe in operation with a 38 mm inner diameter, which is identical to the hydraulic diameter. These data were converted to warm water according to the laws of similarity (same Reynolds numbers) and used as the basis for the tests (see ratio of the heat transfer and pressure loss quotients for tests with water and the related homogeneity factor when calculating with gases).
  • the directional, spiral flow transfers the heat from the pipe wall into the flow and thus distributes it more evenly than in one 12 -
  • the finned tubes according to the invention can be produced, for example, from a centrifugally cast tube by rotating the ends of a tube with ribs parallel to the axis, or by deforming a centrifugally cast tube, for example by hot forging, hot drawing or cold forming, using a profile tool, for example a flying one Mandrel or a mandrel rod with an outer profile corresponding to the inner profile of the tube is generated.
  • a profile tool for example a flying one Mandrel or a mandrel rod with an outer profile corresponding to the inner profile of the tube is generated.
  • Cutting machines for internally profiling pipes are known in various variants, for example from German patent 195 23 280. These machines are also suitable for producing a finned tube according to the invention.
  • the forming temperature should be set so that there is a partial destruction of the structural grain in the area of the inner surface and consequently later recrystallization under the influence of the operating temperature.
  • the result of this is a fine-grained structure that leads to a rapid diffusion of chromium, silicon and / or aluminum through the austentic matrix to the inner surface of the tube, where it quickly builds up an oxidic protective layer.
  • the ribs according to the invention can also be produced by cladding; in this case there can be no curved between the individual ribs Rib base arise, but there the original course of the inner wall of the tube is essentially preserved.
  • the inner surface of the pipe according to the invention should have the lowest possible roughness; it can therefore be smoothed, for example mechanically polished or electrolytically leveled.
  • Suitable pipe materials for use in ethylene plants are iron or nickel alloys with 0.1% to 0.5% carbon, 20 to 35% chromium, 20 to 70% nickel, up to 3% silicon, up to 1% niobium, to 5% tungsten and additions of hafnium, titanium, rare earths or zirconium, each up to 0.5% and up to 6% aluminum.

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Description

Verfahren und Rippenrohr zum thermischen Spalten von Kohlenwasserstoffen
Die Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren und ein Rippenrohr zum thermischen Spalten von Kohlenwasserstoffen in Anwesenheit von Dampf, bei dem das Einsatzgemisch durch außenbeheizte Rohre mit wendeiförmigen Innenrippen geführt wird.
Für die Hochtemperaturpyrolyse von Kohlenwasserstoffen (Erdölderivate) haben sich Röhrenöfen bewährt, bei denen ein Kohlenwasserstoff/Wasserdampf- Gemisch bei Temperaturen über 750 °C durch Reihen aus einzelnen oder mäanderförmig angeordneten Rohren (Crackrohrschlangen) aus hitzebeständigen Chrom-Nickel-Stahllegierungen mit hoher Oxidations- beziehungsweise Zunderbeständigkeit und hoher Aufkohlungsbeständigkeit geführt wird. Die Rohrschlangen bestehen aus vertikal verlaufenden geraden Rohrabschnitten, die über U-förmige Rohrbogen miteinander verbunden oder parallel zueinander angeordnet sind; sie werden üblicherweise mit Hilfe von Seitenwand- und teilweise auch mit Hilfe von Bodenbrennern beheizt und besitzen daher eine den Brennern zugekehrte sogenannte Sonnenseite sowie eine dem gegenüber um 90° versetzte, das heißt in Richtung der Rohrreihen verlaufende sogenannte Schattenseite. Dabei liegen die mittleren Rohrwandtemperaturen (TMT) teilweise über 1000 °C.
Die Lebensdauer der Crackrohre hängt sehr wesentlich von der Kriechbeständigkeit und der Aufkohlungsbeständigkeit sowie von der Verkokungsgeschwindigkeit des Rohrwerkstoffs ab. Maßgeblich für die Verkokungsgeschwindigkeit, das heißt für das Anwachsen einer Schicht von Kohlenstoffablagerungen (Pyrolysekoks) an der Rohrinnenwand sind neben der Art der eingesetzten Kohlenwasserstoffe die Spaltgastemperatur im Bereich der Innenwand und die sogenannte Crackschärfe, hinter der sich der Einfluß des Systemdrucks und der Verweilzeit im Rohrsystem auf die Äthylenausbeute verbirgt. Die Spaltschärfe wird anhand der mittleren Austrittstemperatur der Spaltgase (z. B. 850 °C)
BESTATIGUNGSKOPIE 2 -
eingestellt. Je höher die Gastemperatur in der Nähe der Rohr-Innenwand über dieser Temperatur liegt, um so stärker wächst die Schicht des Pyrolysekokses, deren isolierende Wirkung die Rohrwandtemperatur weiter steigen läßt. Obgleich die als Rohrwerkstoff zur Verwendung kommenden Chrom-Nickel- Stahllegierungen mit 0,4 % Kohlenstoff über 25 % Chrom und über 20 % Nickel, beispielsweise 35 % Chrom, 45 % Nickel und gegebenenfalls 1 % Niob eine hohe Aufkohlungsbeständigkeit besitzen, diffundiert der Kohlenstoff an Fehlstellen der Oxidschicht in die Rohrwandung und führt dort zu einer erheblichen Aufkohlung, die bis zu Kohlenstoffgehalten von 1% bis 3% in Wandtiefen von 0,5 bis 3 mm gehen kann. Verbunden damit ist eine erhebliche Versprödung des Rohrwerkstoffs mit der Gefahr einer Rißbildung bei thermischer Wechselbelastung insbesondere beim An- und Abfahren des Ofens.
Um die Kohlenstoffablagerungen (Verkokung) an der Rohrinnenwand abzubauen, ist es erforderlich, den Crackbetrieb von Zeit zu Zeit zu unterbrechen und den Pyrolysekoks mit Hilfe eines Dampf/Luft-Gemischs zu verbrennen. Dies erfordert eine Betriebsunterbrechung von bis zu 36 Stunden und beeinträchtigt daher erheblich die Wirtschaftlichkeit des Verfahrens.
Bekannt ist aus der britischen Patentschrift 969 796 auch die Verwendung von Crackrohren mit Innenrippen. Solche Innenrippen ergeben zwar eine um viele Prozente, beispielsweise um 10 % größere Innenoberfläche und demzufolge einen besseren Wärmeübergang; sie sind aber auch mit dem Nachteil eines im Vergleich zu einem Glattrohr erheblich erhöhten Druckverlustes infolge Reibung an der vergrößerten Rohr-Innenoberfläche verbunden. Der höhere Druckverlust erfordert einen höheren Systemdruck, dadurch verändert sich zwangsläufig die Verweilzeit und verschlechtert sich die Ausbeute. Hinzu kommt daß sich die bekannten Rohrwerkstoffe mit hohen Gehalten an Kohlenstoff und Chrom nicht mehr durch Kaltverformen, beispielsweise Kaltziehen profilieren lassen. Sie besitzen den Nachteil, daß sich ihre Verformbarkeit mit zunehmender Warmfestigkeit stark verringert. Dies hat dazu geführt, daß die im Hinblick auf die Äthylenausbeute erwünschten hohen Rohrwandtemperaturen von beispiels- weise bis 1050 °C die Verwendung von Schleudergußrohren erfordern. Da sich Schleudergußrohre jedoch nur mit zylindrischer Wandung herstellen lassen, bedarf es besonderer Formgebungsverfahren, beispielsweise einer elektrolytisch abtragenden Bearbeitung oder eines formgebenden Schweissverfahrens, um Innen-Rippenrohre herzustellen.
Vor diesem Hintergrund liegt der Erfindung das Problem zugrunde, die Wirtschaftlichkeit des thermischen Spaltens von Kohlenwasserstoffen in Röhrenöfen mit außenbeheizten Rohren mit wendeiförmigen Innenrippen zu verbessern.
Die Lösung dieser Aufgabe besteht in einem Verfahren, bei dem in unmittelbarer Nachbarschaft der Rippen vorzugsweise eines Schleudergußrohrs eine Drallströmung erzeugt und mit zunehmendem radialem Abstand von den Rippen in eine Kernzone überwiegend axialer Strömung überführt wird. Der Übergang zwischen der Außenzone mit der Drallströmung und der Kernzone mit der überwiegend axialen Strömung vollzieht sich allmählich, beispielsweise parabolisch.
Bei dem erfindungsgemäßen Verfahren nimmt die Drallströmung die sich an den Rippenflanken ablösenden Wirbel auf, so daß es nicht zu einer lokalen Rückführung der Wirbel nach Art einer in sich geschlossenen kreisförmigen Strömung in die Rippentäler kommt. Trotz der offensichtlich längeren Wege der Partikel durch die Spiralbahnen, ist die mittlere Verweilzeit niedriger als im Glattrohr und ausserdem homogener über den Querschnitt (vgl. Fig. 7). Bestätigt wird dies durch die höhere Gesamtgeschwindigkeit im Profilrohr mit Drall (Profil 3) gegenüber dem Rohr mit geraden Rippen (Profil 2). Dies ist insbesondere dann gewährleistet, wenn die Drallströmung im Bereich der Rippen bzw. die Rippen in einem Winkel von 20° bis 40°, beispielsweise 30°, vorzugsweise 25° bis 32,5° bezogen auf die Rohrachse verlaufen.
Bei dem erfindungsgemäßen Verfahren wird das über den Rohrumfang zwischen Sonnen- und Schattenseite zwangsläufig unterschiedliche Wärmeange- bot in der Rohrwandung und im Rohrinnern ausgeglichen und dabei die Wärme rasch nach innen zur Kernzone abgeführt. Damit verbunden ist eine Verringerung der Gefahr einer lokalen Überhitzung des Prozeßgases an der Rohrwand und der dadurch verursachten Entstehung von Pyrolysekoks. Außerdem ist die thermische Beanspruchung des Rohrwerkstoffs infolge des Temperaturausgleichs zwischen Sonnen- und Schattenseite geringer, was zu einer Verlängerung der Lebensdauer führt. Schließlich kommt es bei dem erfindungsgemäßen Verfahren auch zu einer Vergleichmäßigung der Temperatur über den Rohrquerschnitt mit der Folge einer besseren Olefinausbeute. Der Grund hierfür ist, dass es ohne den erfindungsgemäßen radialen Temperaturausgleich im Rohrinnern an der heißen Rohrwand zu einem Übercracken und in der Rohrmitte zu einer Rekombination von Spaltprodukten kommen würde.
Des weiteren bildet sich beim Glattrohr und verstärkt bei Rippenprofilen mit durch Rippen um mehr als 5 %, beispielsweise 10 % vergrößertem Innenumfang eine für turbulente Strömungen charakteristische Schicht laminarer Strömung mit stark reduziertem Wärmeübergang. Sie führt zu verstärkter Bildung von Pyrolysekoks mit ebenfalls schlechter Wärmeleitfähigkeit. Beide Schichten zusammen erfordern ein höheres Wärmeeinbringen beziehungsweise eine höhere Brennerleistung. Dies erhöht die Rohrwandtemperatur (TMT) und verkürzt demzufolge die Lebensdauer.
Die Erfindung vermeidet dies dadurch, dass der Innenumfang des Profils um maximal 5%, beispielsweise 4% oder auch 3,5%, bezogen auf den Umfang des die Rippentäler berührenden Hüllkreises beträgt. Der Innenumfang kann jedoch auch um bis 2% kleiner sein als der Hüllkreis. Anders ausgedrückt: der relative Profil-Umfang beträgt maximal 1 ,05 bis 0,98% des Hüllkreis-Umfangs. Dementsprechend beträgt die Flächendifferenz des erfindungsgemäßen Profilrohrs, d.h. dessen abgewickelte Innenfläche, bezogen auf ein Glattrohr mit dem Hüllkreisdurchmesser maximal + 5% bis - 2% bzw. das 1 ,05 bis 0,98-fache der Glattrohrfläche. Das erfindungsgemäße Rohrprofil erlaubt ein geringeres spezifisches Rohrgewicht (kg/m) im Vergleich zu einem Rippenrohr, bei dem der Innenumfang des Profils mindestens 10% größer ist als der Umfang des Hüllkreises. Dies zeigt ein Vergleich zweier Rohre mit gleichem hydraulischen Durchmesser und demgemäß gleichem Druckverlust sowie gleichem wärmetechnischen Ergebnis.
Ein weiterer Vorteil des erfindungsgemäßen, auf den Hüllkreis-Umfang bezogenen Profil-Umfangs (relativer Profil-Umfang) besteht in einem rascheren Aufheizen des Einsatzgases bei reduzierter Rohrwandtemperatur.
Die erfindungsgemäße Drallströmung verringert die Laminarschicht ganz erheblich; sie ist zudem mit einem zum Rohrzentrum gerichteten Geschwindigkeitsvektor verbunden, der die Verweilzeit von Crack-Radikalen beziehungsweise Spaltrodukten an der heißen Rohrwand sowie deren chemische und katalytische Umsetzung zu Pyrolysekoks verringert. Zusätzlich werden die bei Innenprofilrohren mit hohen Rippen nicht unerheblichen Temperaturunterschiede zwischen Rippentälern und Rippen durch die erfindungsgemäße Drallströmung ausgeglichen. Damit vergrößert sich der zeitliche Abstand zwischen zwei notwendigen Entkokungen. Ohne die erfindungsgemäße Drallströmung ergibt sich zwischen den Rippenkuppen und dem Grund der Rippentäler ein nicht unerheblicher Temperaturunterschied. Die Verweilzeit der zur Verkokung neigenden Spaltprodukte ist bei mit wendeiförmigen Innenrippen versehenen Crackrohren kürzer; Dies ist im Einzelfall von der Beschaffenheit der Rippen abhängig.
Das Diagramm zeigt:
obere Kurve: Profil 6: 16° Steigung mittlere Kurve: Profil 3: 30° Steigung untere Kurve: Profil 4: 3 Rippen mit 30° Steigung Der Kurvenverlauf zeigt deutlich, dass die höhere Umfangsgeschwindigkeit des Profils 6 mit 4,8 mm hohen Rippen innerhalb der Rippentäler aufgezehrt wird, während die Umfangsgeschwindigkeit des erfindungsgemäßen Profils mit einer Rippenhöhe von nur 2 mm in den Kern der Strömung eindringt. Die Umfangsgeschwindigkeit des Profils 4 mit nur 3 Rippen ist zwar annähernd so hoch, bewirkt aber keine spiralförmige Beschleunigung der Kernströmung.
Das erfindungsgemäße Profil bewirkt nach dem Kurvenverlauf im Diagramm der Fig. 2 eine spiralförmige Beschleunigung in den Rippentälern (oberer Kurvenast), die weite Bereiche des Rohrquerschnitts erfasst und damit eine Homogenisierung der Temperatur im Rohr bewirkt. Die geringere Umfangsgeschwindigkeit an den Rippenkuppen (unterer Kurvenast) gewährleistet darüber hinaus, dass es nicht zu Verwirbelungen und Rückströmungen kommt.
In Fig. 3 sind drei Versuchsrohre mit ihren Daten im Querschnitt dargestellt, darunter auch das erfindungsgemäße Profil 3. Die Diagramme geben jeweils den Temperaturverlauf über den Rohrhalbmesser (Radius) auf der Schatten- und der Sonnenseite wieder. Ein Vergleich der Diagramme zeigt die geringere Temperaturdifferenz zwischen Rohrwand und -Zentrum sowie die geringere Gastemperatur an der Rohrwand bei dem erfindungsgemäßen Profil 3.
Die erfindungsgemäße Drallströmung gewährleistet, daß die Schwankung der Innenwandtemperatur über den Rohrumfang, das heißt zwischen Sonnen- und Schattenseite unter 12° C liegt, obgleich die üblicherweise in parallelen Reihen angeordneten Rohrschlangen eines Röhrenofens mit Hilfe von Seitenwandbren- nern lediglich auf einander gegenüberliegenden Seiten beheizt beziehungsweise mit Verbrennungsgasen beaufschlagt werden und die Rohre somit jeweils eine den Brennern zugekehrte Sonnenseite und eine um 90° dazu versetzte Schattenseite besitzen. Die mittlere Rohrwandtemperatur, das heißt die Differenz der Rohrwandtemperatur zwischen Sonnen- und Schattenseite führt zu inneren Spannungen und bestimmt daher die Lebensdauer der Rohre. So ergibt die aus dem Diagramm der Fig. 4 ersichtliche Verringerung der mittleren - 7 -
Rohrwandtemperatur eines erfindungsgemäßen Rohrs mit acht Rippen einer Steigung von 30°, einem Rohrinnendurchmesser von 38,8 mm und einem Rohraußendurchmesser von 50,8 mm, somit einer Höhendifferenz zwischen Rippentälern und Rippenkuppen von 2 mm von 11° im Vergleich zu einem durchmessergleichem Glattrohr, bezogen auf eine mittlere Lebensdauer von 5 Jahren, bei einer Betriebstemperatur von 1050 °C eine rechnerische Lebensdauererhöhung auf etwa 8 Jahre.
Die Temperaturverteilung zwischen Sonnen- und Schattenseite für die drei Profile der Fig.3 ergibt sich aus dem Diagramm der Fig. 5. Bemerkenswert ist dabei das niedrigere Niveau der Temperatur-Kurve für das Profil 3 im Vergleich zum Glattrohr (Profil 0) und die erheblich geringere Schwankungsbreite der Profil 3-Kurve im Vergleich zu der Profil 1 -Kurve.
Eine besonders günstige Temperaturverteilung stellt sich ein, wenn die Isothermen von der Rohrinnenwand zum Kern der Strömung spiralförmig verlaufen.
Eine gleichmäßigere Verteilung der Temperatur über den Querschnitt ergibt sich insbesondere, wenn sich die Umfangsgeschwindigkeit innerhalb von 2 bis 3 m aufbaut und dann über die gesamte Rohrlänge konstant bleibt.
Das erfindungsgemäße Verfahren sollte im Hinblick auf eine hohe Olefinaus- beute bei vergleichsweise kurzer Rohrlänge so betrieben werden, daß der Homogenitätsfaktor der Temperatur über den Querschnitt und der auf den hydraulischen Durchmesser bezogene Homogenitätsfaktor der Temperatur im Verhältnis zum Homogenitätsfaktor eines Glattrohrs (HG0) über 1 liegt. Dabei sind die Homogenitätsfaktoren wie folgt definiert:
HG0[-] Hp0 = ΔTo . dx/ ΔTχ . do
Das erfindungsgemäße Strömungsbild aus Kern- und Drallstömung läßt sich mit einem Rippenrohr erreichen, bei dem der Flankenwinkel der jeweils über die Länge eines Rohrstücks durchgehenden Rippen, das heißt der Außenwinkel zwischen den Rippenflanken und dem Radius des Rohrs 16° bis 25°, vorzugsweise 19° bis 21° beträgt. Ein derartiger Flankenwinkel gewährleistet insbesondere in Verbindung mit einer Rippensteigung von 20° bis 40°, beispielsweise 22,5° bis 32,5°, daß sich in den Rippentälern nicht eine mehr oder weniger in sich geschlossene, hinter die Rippenflanken in die Rippentäler zurückkehrende Wirbelströmung ergibt, die in den Rippentälern zum Entstehen unerwünschter "Twisters", das heißt von geschlossenen Wirbelzöpfen führt. Vielmehr lösen sich die sich in den Rippentälern entstehenden Wirbel von den Rippenflanken ab und werden von der Drallströmung aufgenommen. Die von den Rippen induzierte Drallenergie beschleunigt die Gaspartikel und führt zu einer höheren Gesamtgeschwindigkeit. Dies führt zu einer Verminderung und Vergleichmäßigung der Rohrwandtemperatur und zu einer Vergleichmäßigung der Temperatur und der Verweildauer über den Rohrquerschnitt.
Die Beschaffenheit des erfindungsgemäßen Rippenrohrs ergibt sich aus der Darstellung eines Rohrsegments in Fig. 6 und den zugehörigen charakteristischen Parametern
hydraulischer Durchmesser Dh in mm, Ri < Dh / 2
Flankenwinkel ß Rippenhöhe H
- Hüllkreis-Radius Ra = Ri + H und Da = 2 x Ra Zentrumswinkel α
Krümmungsradius R = Ra (sin α / 2 sin ß+ sin α)
- Hüllkreis-Umfang 2 π Ra
- Winkel im schiefwinkligen Dreieck γ = 180 - (α + ß) Innen-Radius Ri = 2R (sin γ / sin α) - R Rippenhöhe H = Ra - Ri
- Profil-Umfang Up = 2 x Rippenzahl x πR / 180 (2 ß + α) Rippenfläche FR
Fläche des Hüllkreises Fa = π Da2 / 4 Fläche des Innenkreises Fs = II • Di
Profilfläche innerhalb des Hüllkreises Fp = FR • Rippenzahl
- Profil-Umfang Up = (1,05 bis 0,98) • 2 π Ra
Die Rippen und die zwischen den Rippen befindlichen Rippentäler können im Querschnitt spiegelsymmetrisch ausgebildet sein und aneinandergrenzen beziehungsweise eine Wellenlinie mit jeweils gleichen Krümmungsradien bilden. Der Flankenwinkel ergibt sich dann zwischen den Tangenten der beiden Krümmungsradien im Berührungspunkt und dem Radius des Rohrs. Dabei sind die Rippen verhältnismäßig flach; Rippenhöhe und Flankenwinkel werden so aufeinander abgestimmt, dass der hydraulische Durchmesser des Profils aus dem Verhältnis 4 x freier Querschnitt/Profilumfang gleich oder grösser ist als der Innenkreis des Profils. Der hydraulische Durchmesser liegt daher im inneren Drittel der Profilhöhe. Damit steigen die Rippenhöhe und die Zahl der Rippen mit zunehmendem Durchmesser so, daß die Drallströmung in der für die Wirkung des Profils erforderlichen Richtung und Stärke erhalten bleibt.
Zwischen den Rippen bzw. in den Rippentälern ergibt sich eine größere Strömungsgeschwindigkeit (Fig. 2), die zu einem Selbstreinigungseffekt, daher zu weniger Ablagerungen von Pyrolysekoks führt.
Werden die Rippen durch Auftragsschweißen bzw. Aufbauschweißen unter Verwendung eines Schleudergussrohrs hergestellt, dann bleibt die Rohrwandung zwischen den einzelnen Rippen im wesentlichen unverändert, so dass die Rippentäler auf einem gemeinsamen Kreis liegen, der dem Innenumfang des Schleudergussrohrs entspricht.
Versuche haben ergeben, daß - unabhängig vom Innendurchmesser der Rohre
- insgesamt 8 bis 12 Rippen ausreichend sind, um das erfindungsgemäße Strömungsbild zu erreichen. 10
Bei dem erfindungsgemäßen Rippenrohr beträgt das Verhältnis der Quotienten der Wärmeübergangskoeffizienten QR / Q0 zum Quotienten der Druckverluste ΔPR/ΔPo im Wasserversuch unter Benutzung und Beachtung der Ähnlichkeitsgesetze und Verwendung der für ein Naphta/Wasserdampf-Gemisch vermittelten Reynoldszahlen, vorzugsweise 1,4 bis 1,5, wobei R ein Rippenrohr und 0 ein Glattrohr kennzeichnet.
Die Überlegenheit des erfindungsgemäßen Rippenrohrs (Profil 3) im Vergleich zu einem Glattrohr (Profil 0) sowie einem Rippenrohr mit achsparallelen Rippen (Profil 1), bei denen der radiale Abstand zwischen den Rippentälern und den Rippenkuppen 4,8 mm beträgt veranschaulichen die Daten der nachfolgenden Tabelle. Die Rippenrohre besaßen sämtlich 8 Rippen sowie denselben Hüllkreis.
Dabei ist der hydraulische Durchmesser wie folgt definiert:
Dh dr = 4 x (freier Querschnitt) / Innenumfang;
er entspricht vorzugsweise dem Innendurchmesser eines vergleichbaren Glattrohrs und ergibt dann einen Homogenitätsfaktor von 1 ,425. Das erfindungsgemäße Rippenrohr ergibt im Wasserversuch einen um den Faktor 2,56 höheren Wärmeübergang (QR) im Vergleich zum Glattrohr bei einem nur um den Faktor 1 ,76 erhöhten Druckverlust (ΔPR).
In Fig. 7 sind einem Rohr mit glatter Innenwand (Glattrohr) drei verschiedene Profilrohre gegenübergestellt, darunter ein erfindungsgemäßes Rohr mit 8 Rippen mit einer Steigung von jeweils 30°. Zu jedem Querschnitt sind der hydraulische Durchmesser, die Axialgeschwindigkeit, die Verweilzeit und der Druckverlust angegeben.
Ausgangsdaten waren die Durchsatzmengen eines in Betrieb befindlichen Glattrohres mit 38 mm Innendurchmesser, der mit dem hydraulischen Durchmesser identisch ist. Diese Daten wurden nach den Ähnlichkeitsgesetzen (gleiche Reynoldszahlen) auf warmes Wasser umgerechnet und den Versuchen zu Grunde gelegt (siehe Verhältnis der Quotienten des Wärmeübergangs und des Druckverlustes für Versuche mit Wasser sowie den bezogenen Homogenitätsfaktor bei der Rechnung mit Gasen).
Die unterschiedlichen Geschwindigkeitsprofile ergeben sich aus gleichen Durchsatzmengen bei unterschiedlichen hydraulischen Durchmessern (reziprokes Verhältnis).
Der Vergleich der Geschwindigkeiten bei den im Querschnitt gleichen Profilen 2 und 3 verdeutlicht die bessere Geschwindigkeit, Beschleunigung und Verweilzeit bei den erfindungsgemäßen Rohren (Profil 3). Bei gleichem hydraulischen Durchmesser bewirkt die durch den Drall der Rippen verursachte Geschwindigkeits-Komponente in Umfangsrichtung ein Ablösen der Strömung von der Rohrwand und eine schraubenförmig ansteigende Geschwindigkeit im gesamten Querschnitt.
Durch die gerichtete, spiralförmige Strömung wird die Wärme von der Rohrwand in die Strömung eingetragen und damit gleichmäßiger verteilt als in einer 12 -
normalen ungerichteten turbulenten Strömung (Glattrohr, Profile 1 und 2). Gleiches gilt für die Verweilzeit der Partikel. Die spiralförmig gerichtete Strömung verteilt die Partikel gleichmäßiger über den Querschnitt während die Beschleunigung an den Profilflanken die mittlere Verweilzeit reduziert. Der höhere Druckverlust des Profils 3 resultiert aus der Umfangsgeschwindigkeit. Bei Profil 1 liegt die Ursache in der starken Einschnürung der Strömung und dem Reibungsverlust an der großen Innenfläche des Profils.
Die erfindungsgemäßen Rippenrohre lassen sich je nach Werkstoff beispielsweise aus einem Schleudergußrohr dadurch herstellen, daß die Enden eines Rohres mit achsparallelen Rippen gegeneinander verdreht werden, oder daß das Innenprofil durch Verformen eines Schleudergußrohrs, beispielsweise durch Warmschmieden, Warmziehen oder Kaltverformen über ein Profilwerkzeug, beispielsweise einen fliegenden Dorn oder einer Dornstange mit einem dem Innenprofil des Rohrs entsprechenden Außenprofil erzeugt wird.
Schneidemaschinen zum Innenprofilieren von Rohren sind in verschiedenen Varianten beispielsweise aus der deutschen Patentschrift 195 23 280 bekannt. Diese Maschinen eignen sich auch zum Herstellen eines erfindungsgemäßen Rippenrohrs.
Beim Warmumformen sollte die Umformtemperatur so eingestellt werden, daß es im Bereich der Innenoberfläche zu einer partiellen Zerstörung des Gefügekorns und demzufolge später unter dem Einfluß der Betriebstemperatur zu einer Rekristallisation kommt. Die Folge davon ist ein feinkörniges Gefüge, das eine rasche Diffusion von Chrom, Silizium und/ oder Aluminium durch die austenti- sche Matrix zur Innenoberfläche des Rohrs und dort zum schnellen Aufbau einer oxidischen Schutzschicht führt.
Die erfindungsgemäßen Rippen lassen sich auch durch Auftragsschweißen erzeugen; in diesem Fall kann zwischen den einzelnen Rippen kein gekrümmter Rippengrund entstehen, sondern es bleibt dort der ursprüngliche Verlauf der Innenwandung des Rohrs im wesentlichen erhalten.
Die Innenoberfläche des erfindungsgemäßen Rohrs sollte eine möglichst geringe Rauhigkeit besitzen; sie kann daher geglättet, beispielsweise mechanisch poliert oder elektrolytisch egalisiert sein.
Als Rohrwerkstoff eignen sich für den Einsatz in Äthylenanlagen Eisen- beziehungsweise Nickel-Legierungen mit 0,1% bis 0,5% Kohlenstoff, 20 bis 35% Chrom, 20 bis 70% Nickel, bis 3% Silizium, bis 1% Niob, bis 5% Wolfram sowie Zusätzen von Hafnium, Titan, Seltenen Erden, oder Zirkonium, von jeweils bis 0,5% und bis 6% Aluminium.

Claims

- 1 -Patentansprüche:
1. Verfahren zum thermischen Spalten von Kohlenwasserstoffen in Anwesenheit von Dampf, bei dem das Einsatzgemisch durch außenbeheizte Rohre mit wendeiförmigen Innenrippen geführt wird, dadurch gekennzeichnet, daß in unmittelbarer Nachbarschaft der Rippen eine Drallströmung erzeugt und mit zunehmendem radialem Abstand von den Rippen in eine Kernzone mit überwiegend axialer Strömung überführt wird.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die Drallströmung die sich an den Rippenflanken ablösenden Wirbel aufnimmt.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß die Umfangsgeschwindigkeit der Gasströmung in den Rippentälern größer als an den Rippenkuppen ist.
4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, daß die Drallströmung an den Rippen in einem Winkel 20° bis 40°, vorzugsweise von 22,5 bis 32,5 °, bezogen auf die Rohrachse, verläuft.
5. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, daß die Schwankung der Innenwandtemperatur über den Rohrumfang unter 12°C liegt.
6. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß die Isothermen in der Kernzone spiralförmig verlaufen.
7. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 6, dadurch gekennzeichnet, daß sich die Geschwindigkeit der Drallströmung innerhalb der ersten 2 bis 3 m der Rohrlänge aufbaut und dann konstant bleibt. - 15 -
8. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 7, dadurch gekennzeichnet, daß die Geschwindigkeit der Drallströmung nach den ersten 2 bis 3 m Rohrlänge den gesamten Querschnitt erfaßt.
9. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 8, dadurch gekennzeichnet, daß der Homogenitätsfaktor der Temperatur über den Querschnitt und der auf den hydraulischen Durchmesser bezogene Homogenitätsfaktor der Temperatur im Verhältnis zu den Homogenitätsfaktoren eines Glattrohrs über 1 liegt.
10. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 9, dadurch gekennzeichnet, daß die Strömungsgeschwindigkeit in der Grenzschicht an der Rohrwandung um 8 bis 12% geringer ist und die Strömungsgeschwindigkeit in der Kernzone um 8 bis 12% größer ist als bei einem vergleichbaren Rohr mit geraden Rippen gleicher Beschaffenheit.
11. Verfahren nach Anspruch 1 bis 10, dadurch gekennzeichnet, dass das Gas auf einer Strecke von 100 bis 200 cm, gerechnet ab Gaseintritt, auf eine Umfangsgeschwindigkeit beschleunigt wird, die 15 bis 20% der Axialgeschwindigkeit in der Kernzone beträgt und daß danach die Umfangsgeschwindigkeit konstant bleibt.
12. Verfahren nach Anspruch 1 bis 11 , dadurch gekennzeichnet, daß die Summe aus Axial- und Umfangsgeschwindigkeit größer ist als die Axialgeschwindigkeit eines vergleichbaren Rohrs mit geraden Rippen gleicher Beschaffenheit.
13. Verfahren nach Anspruch 1 bis 12, dadurch gekennzeichnet, daß die Gaspartikel an den Rippenflanken beschleunigt werden. - 16 -
14. Rippenrohr mit mehreren wendeiförmig verlaufenden Innenrippen, dadurch gekennzeichnet, dass der Profilumfang (Up) + 5 bis - 2% des die Rippentäler berührenden Hüllkreises ausmacht.
15. Rippenrohr nach Anspruch 14, dadurch gekennzeichnet, dass der Flankenwinkel der Rippen 16° bis 25° beträgt.
16. Rippenrohr nach Anspruch 14 oder 15, dadurch gekennzeichnet, daß der Steigungswinkel der Rippen 20° bis 40° beträgt
17. Rippenrohr nach einem der Ansprüche 14 bis 16, dadurch gekennzeichnet, daß die Rippen und die zwischen den Rippen befindlichen Rippentäler im Querschnitt spiegelsymmetrisch ausgebildet sind.
18. Rippenrohr nach einem der Ansprüche 14 bis 17, dadurch gekennzeichnet, daß die Rippenkuppen und die Rippentäler jeweils ineinander übergehen.
19. Rippenrohr nach einem der Ansprüche 14 bis 18, dadurch gekennzeichnet, daß die Rippen und die Rippentäler denselben Krümmungsradius besitzen.
20. Rippenrohr nach Anspruch 14 oder 15, dadurch gekennzeichnet, dass die Rippen aufgeschweisst sind und die Rippentäler auf einem gemeinsamen Kreis liegen.
21. Rippenrohr nach einem der Ansprüche 14 bis 20, gekennzeichnet durch insgesamt sechs bis zwölf Rippen.
22. Rippenrohr nach einem der Ansprüche 14 bis 21, dadurch gekennzeichnet, daß der hydraulische Durchmesser des Rippenrohrs mindestens gleich dem Durchmesser des Innenkreises (Ri) ist. - 17 -
23. Rippenrohr nach einem der Ansprüche 14 bis 22, dadurch gekennzeichnet, daß das Verhältnis der Quotienten der Wärmeübergangskoeffizienten QR/Q0 zum Quotienten der Druckverluste ΔPR/ΔP0 im Wasserversuch 1 ,4 bis 1 ,5 beträgt, wobei R ein Rippenrohr und 0 ein Glattrohr kennzeichnet.
24. Rippenrohr nach einem der Ansprüche 14 bis 23, dadurch gekennzeichnet, daß der Krümmungsradius (R) des Rippenquerschnitts 3,5 bis 20 mm beträgt.
25. Rippenrohr nach einem der Ansprüche 14 bis 24, gekennzeichnet durch eine Rippenhöhe (H) von 1,25 bis 3 mm.
26. Rippenrohr nach einem der Ansprüche 14 bis 25, dadurch gekennzeichnet, daß der freie Querschnitt innerhalb des Profilumfangs (Up) 85 bis 95% der Fläche des Hüllkreises (Fa) beträgt.
27. Rippenrohr nach einem der Ansprüche 14 bis 26, dadurch gekennzeichnet, daß die Profilfläche (Fp) 40 bis 50% der Ringfläche zwischen dem Hüllkreis und dem Innenkreis beträgt.
28. Verfahren zum Herstellen eines Rippenrohrs nach einem der Ansprüche 14 bis 27, dadurch gekennzeichnet, daß die Enden eines Rohrs mit achsparallelen Rippen gegeneinander verdreht werden.
29. Verfahren zum Herstellen eines Rippenrohrs nach einem der Ansprüche 14 bis 27, dadurch gekennzeichnet, daß das Innenprofil durch Umformen über ein Profilwerkzeug hergestellt wird.
30. Verfahren nach Anspruch 29, dadurch gekennzeichnet, daß beim Umformen das Gefügekorn im Bereich der Innenoberfläche partiell zertrümmert wird.
31. Verfahren zum Herstellen eines Rippenrohrs nach einem der Ansprüche 14 bis 27, dadurch gekennzeichnet, dass das Innenprofil durch Ver- formen über ein Profilwerkzeug oder durch Auftragsschweissen erzeugt wird.
32. Verfahren zum Herstellen eines Schleudergussrohrs nach den Ansprüchen 14 bis 27, dadurch gekennzeichnet, dass das Innenprofil durch elektrolytisches Abtragen erzeugt wird.
33. Verfahren nach einem der Ansprüche 29 bis 32, dadurch gekennzeichnet, dass die Innenoberfläche des Profilrohrs geglättet wird.
34. Verwendung eines Schleudergussrohres zum Herstellen eines Rippenrohrs nach einem der Ansprüche 15 bis 27.
35. Verwendung nach Anspruch 34, bei der das Schleudergussrohr aus einer Nickel-Legierung mit 0,1 bis 0,5%Kohlenstoff, 20 bis 35% Chrom, 20 bis 70% Nickel, bis 3% Silizium, bis 1% Niob, bis 5% Wolfram sowie jeweils bis 0,5% Hafnium, Titan, Seltene Erdmetalle, Zirkonium und bis 6% Aluminium besteht.
36. Verwendung nach Anspruch 35, bei der die Legierung einzeln oder nebeneinander mindestens 0,02% Silizium, 0,1% Niob, 0,3% Wolfram und 1 ,5% Aluminium enthält.
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