HRP20050072A2 - Method and ribbed tube for thermally cleaving hydrocarbons - Google Patents
Method and ribbed tube for thermally cleaving hydrocarbons Download PDFInfo
- Publication number
- HRP20050072A2 HRP20050072A2 HR20050072A HRP20050072A HRP20050072A2 HR P20050072 A2 HRP20050072 A2 HR P20050072A2 HR 20050072 A HR20050072 A HR 20050072A HR P20050072 A HRP20050072 A HR P20050072A HR P20050072 A2 HRP20050072 A2 HR P20050072A2
- Authority
- HR
- Croatia
- Prior art keywords
- ribs
- pipe
- tube
- ribbed
- flow
- Prior art date
Links
- 238000000034 method Methods 0.000 title claims abstract description 31
- 229930195733 hydrocarbon Natural products 0.000 title claims description 7
- 150000002430 hydrocarbons Chemical class 0.000 title claims description 7
- 230000008569 process Effects 0.000 claims abstract description 30
- 239000000463 material Substances 0.000 claims description 9
- 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
- 238000012360 testing method Methods 0.000 claims description 7
- 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
- 230000002093 peripheral effect Effects 0.000 claims description 6
- 238000012546 transfer Methods 0.000 claims description 6
- 239000000203 mixture Substances 0.000 claims description 5
- 239000002245 particle Substances 0.000 claims description 5
- 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
- 238000004519 manufacturing process Methods 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
- 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
- 238000003466 welding Methods 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
- 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
- 238000005336 cracking Methods 0.000 description 13
- 239000000571 coke Substances 0.000 description 9
- 229910052751 metal Inorganic materials 0.000 description 9
- 239000002184 metal Substances 0.000 description 9
- 239000010410 layer Substances 0.000 description 8
- 238000000197 pyrolysis Methods 0.000 description 8
- 238000010586 diagram Methods 0.000 description 5
- 230000000694 effects Effects 0.000 description 5
- 230000001133 acceleration Effects 0.000 description 4
- 230000015572 biosynthetic process Effects 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
- 230000014759 maintenance of location Effects 0.000 description 3
- 230000009467 reduction 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
- 230000008901 benefit Effects 0.000 description 2
- 238000004939 coking Methods 0.000 description 2
- 238000009826 distribution Methods 0.000 description 2
- 238000010438 heat treatment Methods 0.000 description 2
- 238000005482 strain hardening Methods 0.000 description 2
- 229910000640 Fe alloy Inorganic materials 0.000 description 1
- 238000007792 addition Methods 0.000 description 1
- 230000002411 adverse Effects 0.000 description 1
- 239000004411 aluminium Substances 0.000 description 1
- 229910001566 austenite Inorganic materials 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
- 238000005520 cutting process Methods 0.000 description 1
- 230000007547 defect Effects 0.000 description 1
- 230000008021 deposition Effects 0.000 description 1
- 238000013461 design Methods 0.000 description 1
- 238000009792 diffusion process Methods 0.000 description 1
- 238000005242 forging 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
- 239000003921 oil Substances 0.000 description 1
- JRZJOMJEPLMPRA-UHFFFAOYSA-N olefin Natural products CCCCCCCC=C JRZJOMJEPLMPRA-UHFFFAOYSA-N 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
- 239000011241 protective layer Substances 0.000 description 1
- 229910052761 rare earth metal Inorganic materials 0.000 description 1
- 150000002910 rare earth metals Chemical class 0.000 description 1
- 230000006798 recombination Effects 0.000 description 1
- 238000005215 recombination Methods 0.000 description 1
- 238000011084 recovery Methods 0.000 description 1
- 239000000126 substance Substances 0.000 description 1
- 230000007704 transition Effects 0.000 description 1
- 238000009827 uniform distribution Methods 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)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Thermal Sciences (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Chemical Kinetics & Catalysis (AREA)
- General Chemical & Material Sciences (AREA)
- General Engineering & Computer Science (AREA)
- Geometry (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
Izum se odnosi na proces i rebrastu cijev za termičko krekiranje ugljikovodika u prisutnosti pare, u kojem smjesa punjenja prolazi kroz izvana zagrijavane cijevi s unutarnjim spiralnim rebrima.
Cijevne peći, u kojima smjesa ugljikovodika i pare prolazi kroz niz pojedinih ili meandrirajućih cijevi (cracking tube coils) pri temperaturama iznad 7500C, izrađenih od toplinski otpornih krom-nikal-čelik legura s velikom otpornošću na oksidaciju ili ljuštenje kamenca i visokom otpornošću na karburizaciju, su dokazano prikladne za visokotemperaturnu pirolizu ugljikovodika (derivata sirove nafte). Cijevni snopovi sadrže vertikalno protežuće, ravne cijevne sekcije koje su spojene jedna na drugu preko U-oblikovanih cijevnih koljena ili su raspoređene paralelno jedna prema drugoj; one se obično zagrijavaju uz pomoć bočnih plamenika i u nekim slučajevima također uz pomoć donjih plamenika i zbog toga imaju, kako je poznato, svijetlu stranu, koja gleda prema plamenicima i što je poznato, tamnu stranu, koja je suprotna za 900 s obzirom na nju, tj. proteže se u smjeru redova cijevi. Srednje temperature metala cijevi (Tube Metal Temperatures, TMT) su u nekim slučajevima preko 10000C.
Radni vijek cijevi za kreking je zavisan o vrlo značajnom opsegu otpornosti na puzanje i otpornosti na karburizaciju i također o brzini stvaranja koksa od materijala cijevi. Krucijalni faktor za brzinu stvaranja koksa, tj. rasta sloja ugljikovog depozita (piroliznog koksa) na unutarnjoj stijenci cijevi jest, uz tip korištenih ugljikovodika, temperatura plina krekiranja u području unutarnje stijenke i ono što je poznato kao žestina u radu, koja prikriva utjecaj sistemskog tlaka i vremena zadržavanja u cijevnom sistemu na iskorištenje etilena. Žestina u radu se podešava na bazi srednje izlazne temperature plinova krekinga (npr. 850ºC). Što je viša temperatura plina u blizini unutarnje stijenke cijevi iznad ove temperature, to postaje jači rast sloja piroliznog koksa, a izolirajuće djelovanje ovog sloja omogućuje da se temperatura metala cijevi još dalje povećava. Premda krom-nikal-čelik legure, koje sadrže 0,4% ugljika, preko 25% kroma i preko 20% nikla, na primjer 35% kroma, 45% nikla i ako je prikladno 1% niobija, a koje se koriste kao materijal za cijevi imaju visoku otpornost na karburizaciju, ugljik difundira u stijenku cijevi kod defekata u oksidnom sloju, gdje on dovodi do značajne karburizacije koja može iznositi do sadržaja ugljika od 1% do 3% pri debljinama stijenki od 0,5 do 3 mm. Ovo je povezano sa značajnim povećanjem krtosti materijala cijevi, uz rizik formiranja pukotina u slučaju fluktuirajućih termičkih opterećenja, osobito kada se peć pali ili zaustavlja.
Da bi se prekinulo odlaganje ugljika (coking) na unutarnjoj stijenci cijevi, potrebno je s vremena na vrijeme prekinuti rad na krekiranju, da pirolizni koks izgori uz pomoć smjese pare i zraka. Ovo traži da se rad prekine do 36 sati, i zbog toga ima značajno nepovoljan učinak na ekonomičnost procesa.
Iz Britanskog patenta 969 796 također je poznata uporaba cijevi za krekiranje s unutarnjim rebrima. Iako unutarnja rebra ovog tipa rezultiraju površinom unutarnje plohe, koja je za dobrih nekoliko postotaka, na primjer za 10% veća, uz odgovarajuće poboljšanje prijenosa topline, ona su također povezana s nedostatkom značajno povećanog gubitka tlaka u usporedbi s glatkom cijevi, na račun trenja o povećanu unutarnju plohu cijevi. Viši gubitak tlaka zahtijeva viši sistemski tlak, koji neizbježno mijenja vrijeme zadržavanja i ima nepovoljan učinak na iskorištenje. Dodatni je faktor, da se poznati materijali za cijevi s visokim sadržajem ugljika i kroma više ne mogu profilirati hladnom obradom, na primjer hladnim vučenjem. Oni imaju nedostatak da njihova deformabilnost uvelike pada, kako raste čvrstoća pri zagrijavanju. Ovo je dovelo do visokih temperatura metala do na primjer 1050ºC, koje su poželjne s obzirom na iskorištenje etilena, što traži uporabu centrifugirano lijevanih cijevi. Međutim, budući da se centrifugirano lijevane cijevi mogu proizvoditi samo s cilindričnom stijenkom, traže se specijalni procesi za oblikovanje, na primjer odstranjivanje materijala pomoću elektrolitičke strojne obrade, procesa oblikovanja zavarivanjem, ako se treba proizvesti iznutra orebrene cijevi.
S obzirom na ovo stanje tehnike, izum je baziran na problemu poboljšanja ekonomičnosti termičkog krekiranja ugljikovodika u cijevnim pećima s izvana zagrijavanim cijevima koje imaju spiralna unutarnja rebra.
Ovaj se cilj postiže procesom u kojem vrtložno strujanje nastaje u neposrednoj blizini rebra, pogodno centrifugirano lijevane cijevi i ovo se vrtložno strujanje pretvara u zoni jezgre u pretežno aksijalno strujanje, kako raste radijalna udaljenost od rebara. Prijelaz između vanjske zone s vrtložnim strujanjem i zone jezgre s pretežno aksijalnim strujanjem je postepen, na primjer paraboličan.
U postupku u skladu s izumom, vrtložno strujanje poprima odvajajuće vrtloženje na bokovima rebra, tako da se vrtloženje lokalno ne reciklira u obliku kontinuiranog cirkulirajućeg strujanja u dolinama rebara. Usprkos očito duljim udaljenostima koje čestice moraju nadoknaditi u spiralnim putanjama, srednje vrijeme zadržavanja je niže nego u glatkoj cijevi i štoviše, homogenije preko poprečnog presjeka (usporedi sa Sl. 7). Ovo je potvrđeno višom cjelokupnom brzinom u profiliranoj cijevi s vrtlogom (profil 3) u usporedbi s cijevi s ravnim rebrima (profil 2). Ovo je osobito osigurano, ako je vrtložno strujanje u području rebara ili ako rebra teku pod kutem od 200 do 400, na primjer 300, pogodno 25 do 32,50, s obzirom na os cijevi.
U procesu u skladu s izumom, dobava topline, koja se neizbježno razlikuje preko oboda cijevi između svijetle strane i tamne strane, se kompenzira u stijenci cijevi i unutrašnjosti cijevi i toplina se brzo širi prema unutra u zonu jezgre. Ovo je povezano sa smanjenjem rizika lokalnog pregrijavanja procesnog plina kod stijenke cijevi, uz posljedicu formiranja piroliznog koksa. Štoviše, toplinsko opterećenje na materijal cijevi je niže na račun temperaturne kompenzacije između svijetle strane i tamne strane, koja produljuje radni vijek uporabe. Konačno, u procesu u skladu s izumom, temperatura se također ujednačava preko poprečnog presjeka cijevi, rezultirajući povećanim iskorištenjem olefina. Razlog tome jest, da bez radijalne temperaturne kompenzacije u skladu s izumom u unutrašnjosti cijevi, pojavilo bi se prekomjerno krekiranje kod vruće stijenke cijevi, a u centru cijevi bi se pojavila rekombinacija produkata krekiranja.
Nadalje, sloj laminarnog strujanja, koji je karakteristika turbulentnih strujanja, s uvelike smanjenim prijenosom topline formira se u slučaju glatke cijevi, a do velikog opsega u slučaju rebrastih profila s unutarnjim obodom koji se radi rebara povećava za više od 5%, na primjer 10%. Ovo laminarno strujanje dovodi do povećanog formiranja piroliznog koksa, slično kao i kod slabe toplinske vodljivosti. Dva sloja zajedno traže veće uvođenje topline ili veći kapacitet plamenika. Ovo povećava temperaturu metala cijevi (TMT) i odgovarajuće skraćuje radni vijek.
Izum ovo izbjegava zbog činjenice da unutarnji obod profila iznosi do oko najviše 5%, na primjer 4% ili čak 3,5% s obzirom na obod upisane kružnice koja dodiruje doline rebara. Međutim, unutarnji obod može biti također do 2% manji od upisane kružnice. Drugim riječima, relativni obod profila iznosi najviše 1,05 do 0,98 od oboda upisane kružnice. U skladu s tim, razlika u površini profila cijevi u skladu s izumom, tj. njegove razvijene unutarnje površine plohe, s obzirom na glatku cijev koja ima upisani dijametar kružnice, iznosi do najviše +5% do -2% ili 1,05 do 0,98 puta površine glatke cijevi.
Profil cijevi u skladu s izumom dopušta nižu specifičnu masu cijevi (kg/m) u usporedbi s rebrastom cijevi kod koje je unutarnji obod profila barem 10% veći od oboda upisane kružnice. Ovo se pokazuje usporedbom između dviju cijevi istog hidrauličkog dijametra i u skladu s tim jednakog pada tlaka i istog termičkog rezultata.
Daljnja prednost profilnog oboda u skladu s izumom (relativnog profilnog oboda) s obzirom na obod upisane kružnice je mnogo brže zagrijavanje punjenog plina pri smanjenoj temperaturi metala cijevi.
Vrtložno strujanje u skladu s izumom vrlo značajno smanjuje opseg laminarnog sloja; štoviše, ono je povezano s vektorom brzine usmjerenim prema centru cijevi, koji smanjuje vrijeme zadržavanja radikala krekiranja i/ili produkata krekiranja uz vruću stijenku cijevi, te njihovo kemijsko i katalitičko raspadanje da se oblikuje pirolizni koks.
Uz to, temperaturne razlike između dolina rebara i rebara, koje nisu beznačajne u slučaju interno profiliranih cijevi s visokim rebrima, se kompenziraju vrtložnim strujanjem u skladu s izumom. Ovo produljuje vrijeme između dviju potrebnih radnih operacija odstranjivanja koksa. Bez vrtložnog strujanja u skladu s izumom, nastaje temperaturna razlika između vrhova rebara i baze dolina rebara koja nije beznačajna. Vrijeme zadržavanja produkata krekiranja koji su skloni nastajanju koksa je kraće u slučaju cijevi za krekiranje opremljenih spiralnim unutarnjim rebrima. Ovo je zavisno o prirodi rebara u individulanim okolnostima.
U dijagramu:
Gornja krivulja prikazuje: profil 6: nagib 160
Srednja krivulja prikazuje: profil 3: nagib 300
Donja krivulja prikazuje: profil 4: 3 rebra
s nagibom 300.
Krivulje jasno pokazuju da se viša obodna brzina profila 6 s rebrima visine 4,8 mm potroši unutar dolina rebara, dok naprotiv obodna brzina profila u skladu s izumom s visinom rebara od samo 2 mm prodire u jezgru strujanja. Premda je obodna brzina profila 4 sa samo 3 rebra približno toliko velika, to ne daje efekta na bilo kakvo spiralno ubrzanje jezgrenog strujanja.
U skladu s krivuljama prikazanim u dijagramu predstavljenom na Slici 2, profil u skladu s izumom izaziva spiralno ubrzanje u dolinama rebara (gornji ogranak krivulje), što pokriva široke površine poprečnog presjeka cijevi i zbog toga je odgovorno za homogeniziranje temperature u cijevi. Niža obodna brzina kod vrhova rebara (donji ogranak krivulje), nadalje osigurava da se ne pojavljuje turbulencija i povratno strujanje.
Slika 3 ilustrira tri probne cijevi, uključujući njihove podatke, u poprečnom presjeku; ove cijevi uključuju profil 3 u skladu s izumom. Svaki dijagram označava temperaturni profil preko radijusa cijevi na tamnoj strani i na svijetloj strani. Usporedba dijagrama otkriva nižu temperaturnu razliku između stijenke cijevi i centra cijevi i nižu temperaturu plina kod stijenke cijevi u slučaju profila 3 u skladu s izumom.
Vrtložno strujanje u skladu s izumom osigurava da je temperaturna fluktuacija unutar stijenke preko oboda cijevi, tj. između svijetle strane i tamne strane, manja od 120C, čak iako se svežnjevi cijevi, koji su uobičajeno raspoređeni u paralelnim redovima u cijevnoj peći zagrijavaju i djeluju pomoću plinova izgaranja uz pomoć postranih plamenika uz stijenku samo na suprotnim stranama i zbog toga svaka cijev ima svijetlu stranu koja gleda prema plamenicima i tamnu stranu koja je izmaknuta za 900 s obzirom na njih. Srednja temperatura metala cijevi, tj. razlika u temperaturi metala cijevi na svijetloj strani i tamnoj strani, dovodi do internih naprezanja i zbog toga određuje radni vijek cijevi. Zbog toga, smanjivanje srednje temperature metala cijevi kod cijevi prema izumu s osam rebara uz nagib od 300, unutarnjim dijametrom od 38,8 mm i vanjskim dijametrom cijevi od 50,8 mm, tj. razlikom visine između dolina rebara i vrhova rebara od 2 mm od 110 u usporedbi s glatkom cijevi istog dijametra, bazirano na srednjem radnom vijeku od 5 godina, što se može vidjeti iz predstavljenog dijagrama na Slici 4, pri radnoj temperaturi od 10500C, rezultira kalkuliranim povećanjem radnog vijeka do približno 8 godina.
Temperaturna raspodjela između svijetle strane i tamne strane za tri profila prikazana na Slici 3 se treba pronaći na dijagramu prikazanom na Slici 5. Mogu se primijetiti niža razina temperaturne krivulje za profil 3 u usporedbi s glatkom cijevi (profil 0) i značajno uži raspon fluktuacije za krivulju profila 3 u usporedbi s krivuljom profila 1.
Posebno svrsishodna raspodjela temperatura se ustanovljava ako izoterme teku u spiralnom obliku od unutarnje stijenke cijevi do jezgre strujanja.
Ujednačenija raspodjela temperatura preko poprečnog presjeka rezultira osobito, ako se obodna brzina pojača unutar 2 do 3 m, a zatim ostaje konstantnom duž cijele duljine cijevi.
U cilju postizanja visokog iskorištenja olefina uz relativno kratku duljinu cijevi, proces u skladu s izumom bi se trebao izvoditi na takav način, da je faktor temperaturne homogenosti preko poprečnog presjeka i faktor temperaturne homogenosti referiran na hidraulički dijametar preko 1, u odnosu na faktor homogenosti glatke cijevi (HGØ). U ovom kontekstu, faktori homogenosti se definiraju kako slijedi:
HGØ[-]HPØ = ΔT0·dx/ΔTx·d0
Konfiguracija strujanja u skladu s izumom, koja se sastoji od jezgrenog strujanja i vrtložnog strujanja, može se postići s rebrastom cijevi u kojoj je bočni kut rebara, koja su u svakom slučaju kontinuirana cijelom duljinom sekcije cijevi, tj, vanjski kut između bokova rebara i radijusa cijevi je 160 do 250, pogodno 190 do 210. Bočni kut ovog tipa, osobito u kombinaciji s nagibom rebra od 200 do 400, na primjer 22,50 do 32,50, osigurava da ono što rezultira u dolinama rebara nije više ili manje kontinuirano vrtložno strujanje koje se vraća do dolina rebara iza bokova rebara i dovodi do stvaranja neželjenih "uvijanja" u dolinama rebara. Bolje je, da turbulencija formirana u dolinama rebara postane odvojenom od bokova rebara i izvodi se pomoću vrtložnog strujanja. Energija vrtloženja inducirana rebrima ubrzava čestice plina i dovodi do više sveukupne brzine. Ovo dovodi do smanjenja temperature metala cijevi, i također čini da je ova posljednja ujednačenija, također čineći temperaturu i vrijeme zadržavanja preko poprečnog presjeka cijevi ujednačenijima.
Priroda rebraste cijevi u skladu s izumom može se vidjeti iz ilustracije segmenta cijevi na Slici 6 i pridruženih karakterističnih parametara
- Hidraulički dijametar Dh u mm, Ri[Dh/2
- Kut boka β
- Visina rebra H
- Radijus upisane kružnice Ra=Ri + H i Da=2 x Ra
- Centralni kut α
- Radijus zakrivljenosti R=Ra (sinα/2 sinβ + sinα)
- Obod upisane kružnice 2ΠRa
- Kut u kosokutnom trokutu γ = 180 - (α+β)
- Unutarnji radijus Ri=2R (sinγ/sinα) - R
- Visina rebra H=Ra-Ri
- Obod profila Up = 2 x broj rebara x πR/180 (2 β+α)
- Površina plohe rebra FR
- Površina upisanog kruga Fa = π·Da2/4
- Površina unutarnjeg kruga Fi = Π·Di
- Površina profila unutar upisanog kruga
FP = FR · broj rebara
- Obod profila Up = (1,05 do 0,98)·2ΠRa
Rebra i doline rebara koje su locirane između rebara mogu biti zrcalno-simetričnog dizajna u poprečnom presjeku i spajati se jedna s drugim ili mogu oblikovati valovitu liniju sa u svakom slučaju istim radijusima zakrivljenosti. Kut boka zatim nastaje između tangenti dva radijusa zakrivljenosti na mjestu dodira i radijusa cijevi. U ovom slučaju, rebra su relativno plitka; visina rebara i kut boka se podudaraju jedan s drugim na takav način, da je hidraulički dijametar profila iz omjera 4 x svijetli poprečni presjek/obod profila veći ili jednak od unutarnjeg kruga profila. Hidraulički dijametar je zbog toga u unutarnjoj trećini visine profila. Kao posljedica, visina rebra i broj rebara rastu kako dijametar postaje većim, tako da se vrtložno strujanje održava po smjeru i intenzitetu koji se traže za djelovanje profila.
Između rebara ili u dolinama rebara nastaje veća brzina strujanja (Slika 2), dovodeći do efekta samočišćenja, tj. do smanjenja količina piroliznog koksa koji se odlaže.
Ako se rebra proizvode nadogradnjom zavara ili prekrivajućim zavarenim slojem, koristeći centrifugirano lijevanu cijev, stijenka cijevi između pojedinih rebara ostaje u biti nepromijenjena, tako da doline rebara leže na zajedničkoj kružnici koja odgovara internom obodu centrifugirano lijevane cijevi.
Testovi su pokazali da je, bez obzira na unutarnji dijametar cijevi, ukupno 8 do 12 rebara dovoljno da se postigne konfiguracija strujanja u skladu s izumom.
U slučaju rebraste cijevi u skladu s izumom, omjer kvocijenata koeficijenata prijenosa topline QR/Q0 prema kvocijentu gubitakatlaka ΔPR/ΔP0 u testu s vodom, primjenjujući i promatrajući zakonitosti sličnosti i koristeći Reynoldsove brojeve dane za smjesu nafta/para, je pogodno od 1,4 do 1,5, u čemu R označava rebrastu cijev, a 0 označava glatku cijev.
Prednost rebraste cijevi u skladu s izumom (profil 3) u usporedbi s glatkom cijevi (profil 0), te s rebrastom cijevi s osam paralelnih rebara (profil 1), između kojih je radijalna udaljenost između dolina rebara i vrhova rebara 4,8 mm, je ilustrirana podacima predstavljenim u donjoj tablici. Sve rebraste cijevi imaju 8 rebara i jednaku upisanu kružnicu.
[image]
U ovom kontekstu, hidraulički dijametar je definiran kako slijedi:
Dhidr = 4 x (svijetli poprečni presjek)/unutarnji obod;
on pogodno odgovara unutarnjem dijametru usporedive glatke cijevi i onda rezultira faktorom homogenosti od 1,425.
U testu s vodom, rebrasta cijev u skladu s izumom je dala prijenos topline (QR) koji je bio za faktor 2,56 viši od glatke cijevi, uz gubitak tlaka (ΔPR) koji je bio viši samo za faktor 1,76.
Slika 7 uspoređuje tri različita profila cijevi, uključujući cijev u skladu s izumom, s 8 rebara uz nagib od 300 u svakom slučaju, cijev s glatkom unutarnjom stijenkom (glatka cijev). Hidraulički dijametar, aksijalna brzina, vrijeme zadržavanja i gubitak tlaka dani su za svaki poprečni presjek.
Početni korišteni podaci bili su kvantitativni prolazi u radnoj glatkoj cijevi s unutarnjim dijametrom od 38 mm, koji je identičan s hidrauličkim dijametrom. Koristeći zakonitosti sličnosti (iste Reynoldsove brojeve), ovi su se podaci računski konvertirali za toplu vodu i koristili kao baza za testove (usporedi omjer kvocijenata za prijenos topline i gubitak tlaka za testove s vodom i referirani faktor homogenosti za proračunavanje kod korištenja plinova).
Iz istih kvantitativnih prolaza rezultirali su različiti profili brzina pri različitim hidrauličkim dijametrima (recipročni odnos).
Usporedba brzina za profile 2 i 3, koji su identičnog poprečnog presjeka, ilustrira poboljšanu brzinu, ubrzanje i vrijeme zadržavanja s cijevima u skladu s izumom (profil 3). Za isti hidraulički dijametar, komponenta brzine u obodnom smjeru, izazvana vrtloženjem induciranim pomoću rebara, izaziva da se strujanje odvaja od stijenke cijevi i inducira spiralno rastuću brzinu preko cijelog poprečnog presjeka.
Usmjereno, spiralno strujanje uvodi toplinu iz stijenke cijevi u strujanje i zbog toga ju raspodjeljuje ravnomjernije nego u normalnom, neusmjerenom turbulentnom strujanju (glatka cijev, profili 1 i 2). Isto se primjenjuje na vrijeme zadržavanja čestica. Spiralno usmjereno strujanje raspodjeljuje čestice ujednačenije preko cijelog poprečnog presjeka, dok ubrzavanje kod bokova rebara smanjuje srednje vrijeme zadržavanja. Veći gubitak tlaka uz profil 3 nastaje iz obodne brzine. U slučaju profila 1, uzrok je značajno sužavanje strujanja i gubitak trenja kod velike unutarnje plohe profila.
Zavisno o materijalu, rebraste cijevi u skladu s izumom se mogu proizvoditi, na primjer iz centrifugirano lijevane cijevi s aksijalno paralelnim rebrima, pomoću krajeva cijevi koji se rotiraju jedan s obzirom na drugi, ili pomoću unutarnjeg profila koji se proizvodi deformacijom centrifugirano lijevane cijevi, na primjer pomoću vrućeg kovanja, vrućeg vučenja, ili hladnom obradom pomoću alata za profiliranje, letećeg vretena i šipke vretena s vanjskim profilom koji odgovara unutarnjem profilu cijevi.
Poznato je nekoliko varijanti reznih strojeva za unutarnje profiliranje cijevi, na primjer iz Njemačkog patenta 195 23 280. Ovi su strojevi također prikladni za proizvodnju rebraste cijevi u skladu s izumom.
U slučaju vrućeg oblikovanja, temperatura deformiranja bi se trebala podesiti tako, da se mikrostrukturno zrnce djelomično razori u području unutarnje plohe i da se u skladu s tim prekristalizira u kasnijoj fazi pod utjecajem radne temperature. Rezultat je toga fino zrnata mikrostruktura koja dopušta brzu difuziju kroma, silicija i/ili aluminija kroz austenitnu matricu do unutarnje plohe cijevi, gdje se oksidni zaštitni sloj zatim brzo stvara.
Rebra u skladu s izumom, se također mogu proizvoditi nadogradnjom zavara; u ovom slučaju nije moguće oblikovati zakrivljenu bazu rebara između pojedinih rebara, već se izvorni profil unutarnje stijenke cijevi u velikoj mjeri održava.
Unutarnja ploha cijevi u skladu s izumom bi trebala imati najmanje moguću hrapavost; zbog toga se ona može zagladiti, na primjer mehanički polirati ili elektrolitički izravnati.
Prikladni materijali za uporabu u postrojenjima za etilen su legure željeza i/ili nikla koje sadrže 0,1% do 0,5% ugljika, 20 do 35% kroma, 20 do 70% nikla, do 3% silicija do 1% niobija, do 5% volframa i dodatke hafnija, titana rijetkih zemalja ili cirkonija, u svakom slučaju do 0,5% i do 6% aluminija.
Claims (36)
1. Proces za termičko krekiranje ugljikovodika u prisutnosti pare, u kojem se smjesa punjenja provodi kroz izvana zagrijavane cijevi sa spiralnim unutarnjim rebrima, naznačen time, da se stvara vrtložno strujanje neposredno uz rebra i u zoni jezgre se pretvara u pretežno aksijalno strujanje, kako se povećava radijalna udaljenost od rebara.
2. Proces kako se zahtijeva u patentnom zahtjevu 1, naznačen time, da vrtložno strujanje poprima odvajajuću turbulenciju kod bokova rebara.
3. Proces kako se zahtijeva u patentnom zahtjevu 1, naznačen time, da je obodna brzina strujanja plina u dolinama rebara veća nego kod vrhova rebara.
4. Proces kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 1 do 3, naznačen time, da vrtložno strujanje kod rebara teče pod kutom od 200 do 400, pogodno od 22,50 do 32,50 s obzirom na os cijevi.
5. Proces kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 1 do 4, naznačen time, da je fluktuacija temperature u unutarnjoj stijenci preko oboda cijevi manja od 120C.
6. Proces kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 1 do 5, naznačen time, da izoterme u zoni jezgre teku u spiralnom obliku.
7. Proces kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 1 do 6, naznačen time, da je brzina vrtložnog strujanja pojačana unutar prvih 2 do 3 m duljine cijevi, a zatim ostaje stalnom.
8. Proces kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 1 do 7, naznačen time, da brzina vrtložnog strujanja obuhvaća cijeli poprečni presjek nakon prvih 2 do 3 m duljine cijevi.
9. Proces kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 1 do 8, naznačen time, da faktor temperaturne homogenosti cjelinom poprečnog presjeka i faktor temperaturne homogenosti referiran na hidraulički dijametar jest preko 1, u odnosu na faktore homogenosti glatke cijevi.
10. Proces kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 1 do 9, naznačen time, da je brzina strujanja u graničnom sloju kod stijenke cijevi 8 do 12% niža, a brzina strujanja u zoni jezgre je 8 do 12% viša, nego u slučaju usporedive cijevi s ravnim rebrima istog tipa.
11. Proces kako se zahtijeva u patentnim zahtjevima 1 do 10, naznačen time, da se plin ubrzava, preko udaljenosti od 100 do 200 cm računano od ulaza plina, do obodne brzine koja iznosi 15 do 20% aksijalne brzine u zoni jezgre, i da obodna brzina iza toga ostaje stalnom.
12. Proces kako se zahtijeva u patentnim zahtjevima 1 do 11, naznačen time, da je zbroj aksijalne brzine i obodne brzine veći od aksijalne brzine usporedive cijevi s ravnim rebrima istog tipa.
13. Proces kako se zahtijeva u patentnim zahtjevima 1 do 12, naznačen time, da se čestice plina ubrzavaju kod bokova rebara.
14. Rebrasta cijev koja ima više spiralno tekućih unutarnjih rebara, naznačena time, da obod profila (Up) iznosi od +5 do -2% upisanog kruga koji dodiruje doline rebara.
15. Rebrasta cijev kako se zahtijeva u patentnom zahtjevu 14, naznačena time, da je kut boka rebara 160 do 250.
16. Rebrasta cijev kako se zahtijeva u patentnom zahtjevu 14 ili 15, naznačena time, da je kut nagiba rebara 200 do 400.
17. Rebrasta cijev kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 14 do 16, naznačena time, da su rebra i doline locirane između rebara dizajnirani da budu zrcalno-simetrični u poprečnom presjeku.
18. Rebrasta cijev kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 14 do 17, naznačena time, da vrhovi rebara i doline rebara u svakom slučaju prelaze jedni u druge.
19. Rebrasta cijev kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 14 do 18, naznačena time, da rebra i doline rebara imaju jednaki radijus zakrivljenosti.
20. Rebrasta cijev kako se zahtijeva u patentnim zahtjevima 14 ili 15, naznačena time, da su rebra zavarena i da doline rebara leže na zajedničkoj kružnici.
21. Rebrasta cijev kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 14 do 20, naznačena time, da ima ukupno 6 do 12 rebara.
22. Rebrasta cijev kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 14 do 21, naznačena time, da je hidraulički dijametar rebraste cijevi barem jednak dijametru unutarnjeg kruga (Ri).
23. Rebrasta cijev kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 14 do 22, naznačena time, da omjer kvocijenata koeficijenata prijenosa topline QR/Q0 prema kvocijentu gubitaka tlaka ΔPR/ΔP0 kod testa s vodom jest 1,4 do 1,5, u čemu R označava rebrastu cijev, a 0 označava glatku cijev.
24. Rebrasta cijev kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 14 do 23, naznačena time, da je radijus zakrivljenosti (R) poprečnog presjeka rebra 3,5 do 20 mm.
25. Rebrasta cijev kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 14 do 24, naznačena time, da je visina rebra (H) od 1,25 do 3 mm.
26. Rebrasta cijev kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 14 do 25, naznačena time, da svijetli poprečni presjek unutar oboda profila (Up) iznosi 85 do 95% površine upisanog kruga.
27. Rebrasta cijev kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 14 do 26, naznačena time, da površina profila (Fp) iznosi 40 do 50% prstenaste površine između opisanog kruga i unutarnjeg kruga.
28. Proces za proizvodnju rebraste cijevi kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 14 do 27, naznačen time, da se krajevi cijevi s aksijalno paralelnim rebrima rotiraju jedan prema drugom.
29. Proces za proizvodnju rebraste cijevi kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 14 do 27, naznačen time, da se unutarnji profil proizvodi deformiranjem koristeći alat za profiliranje.
30. Proces kako se zahtijeva u patentnom zahtjevu 29, naznačen time, da se tijekom deformacije mikrostrukturno zrno djelomično razbije u području unutarnje plohe.
31. Proces za proizvodnju rebraste cijevi kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 14 do 27, naznačen time, da se unutarnji profil proizvodi deformiranjem koristeći alat za profiliranje ili nadogradnju zavarivanjem.
32. Proces za proizvodnju centrifugirano lijevane cijevi kako je opisan u patentnim zahtjevima 14 do 27, naznačen time, da se unutarnji profil proizvodi elektrolitičkim odstranjivanjem materijala.
33. Proces kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 29 do 32, naznačen time, da se unutarnja ploha profilirane cijevi zaglađuje.
34. Uporaba centrifugirano lijevane cijevi, naznačena time, da je za proizvodnju rebraste cijevi kako se zahtijeva u jednom od patentnih zahtjeva 15 do 27.
35. Uporaba kako se zahtijeva u patentnom zahtjevu 34, naznačena time, da se centrifugirano lijevana cijev sastoji od legure nikla, koja sadrži 0,1 do 0,5% ugljika, 20 do 35% kroma, 20 do 70% nikla, do 3% silicija, do 1% niobija, do 5% volframa i u svakom slučaju do 0,5% hafnija, titana, rijetkih zemalja, cirkonija i do 6% aluminija.
36. Uporaba kako se zahtijeva u patentnom zahtjevu 35, naznačena time, da legura sadrži, pojedinačno ili u kombinaciji jednog s drugim, barem 0,02% silicija, 0,1% niobija, 0,3% volframa i 1,5% aluminija.
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 (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| HRP20050072A2 true HRP20050072A2 (en) | 2005-08-31 |
Family
ID=30128404
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| HR20050072A HRP20050072A2 (en) | 2002-07-25 | 2005-01-24 | Method and ribbed tube for thermally cleaving hydrocarbons |
Country Status (22)
| Country | Link |
|---|---|
| EP (2) | EP1525289B9 (hr) |
| JP (2) | JP4536512B2 (hr) |
| KR (1) | KR101023668B1 (hr) |
| CN (1) | CN100523133C (hr) |
| AT (1) | ATE526385T1 (hr) |
| AU (1) | AU2003227737A1 (hr) |
| BR (1) | BR0312919B1 (hr) |
| CA (1) | CA2493463C (hr) |
| DE (1) | DE10233961A1 (hr) |
| EA (1) | EA010936B1 (hr) |
| ES (1) | ES2374568T3 (hr) |
| HR (1) | HRP20050072A2 (hr) |
| IL (1) | IL166229A (hr) |
| MA (1) | MA27325A1 (hr) |
| MX (1) | MXPA05001070A (hr) |
| NO (1) | NO337398B1 (hr) |
| NZ (1) | NZ537827A (hr) |
| PL (1) | PL204769B1 (hr) |
| PT (1) | PT1525289E (hr) |
| RS (1) | RS20050060A (hr) |
| UA (1) | UA85044C2 (hr) |
| WO (1) | WO2004015029A1 (hr) |
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 |
| US20120060727A1 (en) * | 2009-03-17 | 2012-03-15 | ToTAL PETROCHECMICALS 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 |
| JP6603788B2 (ja) * | 2015-07-09 | 2019-11-06 | サビック グローバル テクノロジーズ ベスローテン フェンノートシャップ | 炭化水素クラッキング反応器システムにおけるコークス生成の最小化 |
| 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 |
| PL3384981T3 (pl) * | 2017-04-07 | 2024-07-01 | Schmidt + Clemens Gmbh + Co. Kg | Rura i urządzenie do rozkładu termicznego węglowodorów |
| SG11201909294XA (en) * | 2017-04-07 | 2019-11-28 | Schmidt Clemens Gmbh Co Kg | Pipe and device for thermally cleaving hydrocarbons |
| DE102017003409B4 (de) | 2017-04-07 | 2023-08-10 | Schmidt + Clemens Gmbh + Co. Kg | Rohr und Vorrichtung zum thermischen Spalten von Kohlenwasserstoffen |
| US11053445B2 (en) * | 2017-05-05 | 2021-07-06 | Exxonmobil Chemical Patents Inc. | Heat transfer tube for hydrocarbon processing |
| US12123661B2 (en) * | 2017-10-27 | 2024-10-22 | 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 |
Family Cites Families (9)
| 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 |
| JP3001181B2 (ja) | 1994-07-11 | 2000-01-24 | 株式会社クボタ | エチレン製造用反応管 |
| 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 |
| CN1195823C (zh) * | 1997-06-10 | 2005-04-06 | 埃克森美孚化学专利公司 | 带有内部有翼片的u形辐射线圈的高温分解炉 |
| 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 PL PL373967A patent/PL204769B1/pl unknown
- 2003-05-08 EP EP03725176A patent/EP1525289B9/de not_active Expired - Lifetime
- 2003-05-08 JP JP2004526658A patent/JP4536512B2/ja not_active Expired - Lifetime
- 2003-05-08 ES ES03725176T patent/ES2374568T3/es not_active Expired - Lifetime
- 2003-05-08 BR BRPI0312919-5A patent/BR0312919B1/pt active IP Right Grant
- 2003-05-08 RS YUP-2005/0060A patent/RS20050060A/sr unknown
- 2003-05-08 KR KR1020057001384A patent/KR101023668B1/ko active IP Right Grant
- 2003-05-08 CN CNB038178850A patent/CN100523133C/zh not_active Expired - Lifetime
- 2003-05-08 MX MXPA05001070A patent/MXPA05001070A/es active IP Right Grant
- 2003-05-08 EP EP10012045A patent/EP2298850A1/de not_active Withdrawn
- 2003-05-08 NZ NZ537827A patent/NZ537827A/en not_active IP Right Cessation
- 2003-05-08 AT AT03725176T patent/ATE526385T1/de active
- 2003-05-08 UA UAA200501718A patent/UA85044C2/ru unknown
- 2003-05-08 EA EA200500258A patent/EA010936B1/ru not_active IP Right Cessation
- 2003-05-08 WO PCT/EP2003/004827 patent/WO2004015029A1/de active Application Filing
- 2003-05-08 AU AU2003227737A patent/AU2003227737A1/en not_active Abandoned
- 2003-05-08 PT PT03725176T patent/PT1525289E/pt unknown
- 2003-05-08 CA CA2493463A patent/CA2493463C/en not_active Expired - Lifetime
-
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
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| BR0312919A (pt) | 2005-07-05 |
| JP2005533917A (ja) | 2005-11-10 |
| NO337398B1 (no) | 2016-04-04 |
| ATE526385T1 (de) | 2011-10-15 |
| DE10233961A1 (de) | 2004-02-12 |
| JP2010150553A (ja) | 2010-07-08 |
| BR0312919B1 (pt) | 2014-06-24 |
| EA200500258A1 (ru) | 2005-08-25 |
| IL166229A0 (en) | 2006-01-15 |
| NO20050493L (no) | 2005-03-17 |
| PL204769B1 (pl) | 2010-02-26 |
| CN1671824A (zh) | 2005-09-21 |
| ES2374568T3 (es) | 2012-02-17 |
| IL166229A (en) | 2008-11-26 |
| NZ537827A (en) | 2007-04-27 |
| JP4536512B2 (ja) | 2010-09-01 |
| PL373967A1 (en) | 2005-09-19 |
| EP1525289B1 (de) | 2011-09-28 |
| UA85044C2 (ru) | 2008-12-25 |
| KR101023668B1 (ko) | 2011-03-25 |
| MXPA05001070A (es) | 2005-10-05 |
| CN100523133C (zh) | 2009-08-05 |
| MA27325A1 (fr) | 2005-05-02 |
| EP2298850A1 (de) | 2011-03-23 |
| PT1525289E (pt) | 2012-01-04 |
| WO2004015029A1 (de) | 2004-02-19 |
| RS20050060A (en) | 2007-09-21 |
| AU2003227737A1 (en) | 2004-02-25 |
| EA010936B1 (ru) | 2008-12-30 |
| KR20050052457A (ko) | 2005-06-02 |
| EP1525289B9 (de) | 2012-02-29 |
| EP1525289A1 (de) | 2005-04-27 |
| CA2493463C (en) | 2013-01-15 |
| CA2493463A1 (en) | 2004-02-19 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| US7963318B2 (en) | Finned tube for the thermal cracking of hydrocarbons, and process for producing a finned tube | |
| HRP20050072A2 (en) | Method and ribbed tube for thermally cleaving hydrocarbons | |
| US8033767B2 (en) | Centrifugally-cast tube and related method and apparatus for making same | |
| US20080014342A1 (en) | Composite tube, method of producing for a composite tube, and use of a composite tube | |
| US20140257001A1 (en) | Pyrolysis Furnace Tube Joint | |
| US6241855B1 (en) | Upflow delayed coker charger heater and process | |
| EP2702120A1 (en) | Furnace coil with protuberances on the external surface | |
| CA2774979C (en) | Flow enhancement devices for ethylene cracking coils | |
| ZA200500456B (en) | Method and ribbed tube for thermally cleaving hydrocarbons | |
| IL269775B1 (en) | Pipeline and device for thermal splitting of hydrocarbons | |
| JPS58142978A (ja) | 炭化水素処理用加熱炉 |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A1OB | Publication of a patent application | ||
| AIPI | Request for the grant of a patent on the basis of a substantive examination of a patent application | ||
| ODRP | Renewal fee for the maintenance of a patent |
Payment date: 20080507 Year of fee payment: 6 |
|
| OBST | Application withdrawn |