RS20050060A - POSTUPAK I REBRASTA CEV ZA TOPLOTNO RAZLAGANjE UGLjOVODONIKA - Google Patents

Abstract

U postupku za toplotno razlaganje ugljovodonika u prisustvu vodene pare, mešavina se punjenja propušta kroz spolja zagrevane cevi sa helikoidalnim unutrašnjim rebrima, a da bi temperatura u zidu cevi i preko poprečnog preseka cevi bila ujednačenija, kao i da se smanji taloženje piroliznog koksa na unutrašnjem zidu cevi, generiše se jedan vrtložni tok u gasnoj mešavini i postepeno se prevodi u jednu zonu jezgra sa pretežno aksijalnim tokom na rastućem radijalnom odstojanju od rebara.

Description

POSTUPAKI REBRASTA CEV ZA TOPLOTNO RAZLAGANJE

UGLJOVODONIKA

Pronalazak se odnosi na jedan postupak i na rebrastu cev za toplotno razlaganje, krekovanje ugljovodonika u prisustvu vodene pare, po kome se mešavina za punjenje propušta kroz spolja zagrevane cevi sa unutrašnim helikoidalnim rebrima.

Cevne peći u kojima se mešavina ugljovodonika i vodene pare propušta kroz niz pojedinanih ili krivudavih cevi (namotaji cevi za krekovanje) na temperaturama iznad 750°C, načinjenih od legura hrom-nikl-čelika, otpornih na toplotu, velike otpornosti na oksidaciju ili ljuskanje i velike otpornosti na karburizaciju, pokazale su se kao pogodne za pirolizu ugljovodonika (sirovih derivata nafte) na visokom temperaturama. Cevni namotaj i sadrže vertikalne, prave sekcije cevi koje su medjusobno povezanne U-oblikovanim cevnim luko-vima ili su postavljene medjusobno paralelno. Obično se zagrevaju pomoću bočnih grejača a u nekim slučajevima i donjim grejačima, pa se tako javlja ono što je poznato kao svetla strana, okrenuta ka grejačima, i ono što je poznato kao tamna strana, koja je pomerena za 90° u odnosu na svetlu stranu, tj. pruža se u pravcu redova cevi. Srednje temperature metala cevi (TMT) u nekim sluča-jevima prelaze 1000°C.

Vek trajanja cevi za krekovanje zavisi u veoma velikoj meri od otpornosti materijala cevi na puzanje i od njegove otpornosti na karburizaciju, a takodje i od brzine taloženja koksa na materijal cevi. Odlučujući faktor za brzinu taloženja koksa, t.j. porasta sloja nataloženog ugljenika (pirolizni koks) na unutrašnji zid cevi jeste, pored vrste korišćenog ugljovodonika, temperatura gasa za krekovanje u području unutrašnjeg zida, i ono što je poznato kao teški radni uslovi, a obuhvata uticaj pritiska u sistemu i vremena zadržavanja u sistemu cevi na prinos etilena. Teški radni uslovi definišu se na bazi srednje izlazne temperature gasova za krekovanje (npr. 850°C). Što je temperatura gasa u blizini unutrašnjeg zida cevi viša od pomenute temperature, to je veći porast sloja piroliznog koksa, a izolaciono delovanje tog sloja omogućuje još viši porast temperature metala cevi. Mada legure hrom-nikl-čelika koje sadrže 0,4% ugljenika, preko 25% hroma i preko 20% nikla, na primer 35% hroma, 45% nikla i, ako je potrebno, 1% niobijuma, koje se koriste kao materijal cevi imaju veliku otpornost na karburi-zaciju, ugljenik difundira u zid cevi na mestima oštećenja u oksidnom sloju, gde dovodi do značajne karburizacije koja može dovesti do sadržaja ugljenika od 1% do 3% na dubini zida od 0,5 do 3 mm. To je povezano sa značajnim gubitkom žilavosti materijala cevi, uz rizik obrazovanja prskotina u slučaju kolebljivih toplotnih opterećenja, naročito kada se peć pušta u rad ili se njen rad prekida.

Da bi se razbile naslage nataloženog ugljenika (koksa) na unutrašnjem zidu cevi, neophodno je da se povremeno prekida proces krekovanja i da se pirolizni koks sagori mešavinom pare i vazduha. To zahteva prekid rada u trajanju do 36 časova, i ima znatan negativan uticaj na ekonomičnost postupka.

Takodje je poznata iz britanskog patenta 969 796 primena cevi za krekovanje sa unutrašnjim rebrima. Mada unutrašnja rebra ove vrste dovode do unutrašnje

površine koja je dobrih nekoliko procenata, na primer 10%, veća uz odgovarajuće poboljšanje prenosa toplote, ona su takodje povezana i sa posle-dicama znatnog povećanja gubitka pritiska u poredjenju sa glatkom cevi, a zbog trenja na uvećanoj unutrašnjoj površini. Veći gubitak pritiska zahteva viši pritisak u sistemu, što neizbežno menja vreme zadržavanja i ima negativn uticaj na prinos. Dodatni činilac je i to što se poznati materijali za cevi sa velikim sadrža-jem ugljenika i hroma više ne mogu profilisati obradom na hladno, na primner hladnim izvlačenjem. Oni imaju nedostatak da se njihova sposobnost deformi-sanja znatno smanjuje povećanjem njihove otpornosti na zagrevanje. To je dovelo do visokih temperatura od, na primer, do 1050°C, koje su poželjne s obzirom na prinos etilena i koje zahtevaju primenu centrifugalno livenih cevi. Kako se, medjutim, centrifugalno livene cevi mogu proizvesti samo sa cilindričnim zidom, potrebni su posebni postupci oblikovanja, na primer uklanjanje materijala elektrolitičkom obradom ili oblikovanjem putem zavarivanja, ako se žele proizvesti cevi sa unutrašnjim rebrima.

Imajući u vidu ovakvo stanje tehnike, pronalazak se zasniva na problemu poboljšanja ekonomičnosti toplotnog krekovanja ugljovodonika u cevnim pećima sa spolja grejanim cevima koje imaju helikoidalna unutrašnja rebra.

Taj je cilj postignut postupkom u kome se generiše vrtložni protok u neposrednoj blizini rebara jedne, poželjno, centrifugalno livene cevi i taj se vrtlo-žni protok pretvara u jednu zonu jezgra sa pretežno aksijalnim protokom na povećanom radijalnom odstojanju od rebara cevi. Prelaz izmedju spoljne zone sa vrtložnim protokom i zone jezgra sa pretežnom aksijalnim protokom jeste postepen, na primer paraboličan.

U postupku prema pronalasku, vrtložni protok povlači odvajajuću turbulenciju na bokovima rebara, tako da se turbulencija ne recikluje lokalno u udubljenja izmedju rebara. Uprkos očiglednog većeg rastojanja koje prelaze čestice kroz spiralne putanje, srednje vreme zadržavanja kraće je nego u glatkim cevima, a, sem toga, homogenije su po poprečnom preseku (videti sliku 7). To je potvrdjeno većom ukupnom brzinom u profilisanoj cevi sa vrtlogom (profil 3) u poredjenju sa cevi sa pravo linijskim rebrima (profil 2). To je posebno obezbedjeno ako je vrtložni protok u području rebara nagnut u odnosu na osu cevi, ili ako su rebra postavljena u odnosu na osu cevi pod uglom od 20° do 40°, na primer 30°, poželjno 25 do 32,5°.

U postupku prema pronalasku, dovod toplote, koji se neizbežno razlikuje po obimu cevi izmedju svetle i tamne strane, kompenzuje se u zidu cevi i u unutrašnjosti cevi, pa se toplota naglo rasipa u zoni jezgra. To je povezano sa smanjenjem rizika od lokalnog pregrevanja tehnološkog gasa na zidu cevi koje izaziva obrazovanje piroliznog koksa. Pored toga, toplotno opterećenje materijala cevi niže je zbog kompenzacije temperatura izmedju svetle i tamne strane. Konačno, u postupku prema pronalasku temperatura je ravnomernija po poprečnom preseku cevi, što dovodi do većeg prinosa olefina. Razlog je taj, što bi bez radijalne temperaturne kompenzacije prema pronalasku u unutrašnjosti cevi, došlo do prekomernog krekovanja na vrelom zidu cevi i do rekombinovanja krekovanih proizvoda u središtu cevi.

Pored toga, jedan laminami sloj protoka, koji je karakterističan sa turbulentne protoke, i koji ima veoma smanjen prenos toplote, obrazuje se u slu-čaju glatke cevi a u velikoj meri i u slučaju rebrastih profila, sa unutrašnjim obimom koji je sa rebrima uvećan za više od 5%, na primer 10%. Taj laminarni sloj dovodi do povećanog obrazovanja piroliznog koksa, takodje sa malom toplot-nom provodljivošću. Ta dva sloja zajedno zahtevaju veliki unos toplote ili veći kapacitet gorionika. To povećava temperaturu metala cevi (TMT) i prema tome skraćuje njihov vek trajanja.

Prema pronalasku to se izbegava zbog činjenice da unutrašnji obim profila dostiže najviše 5%, na primer 4% ili čak 3,5% u odnosu na obim kruga omotača koji dodiruje dna izmedju rebara. Medjutim, unutrašnji obim može biti do 2% od kruga omotača. Drugim rečima, relativni obim profila dostiže najviše 1,05 do 0,98 od obima kruga omotača. Prema tome, razlika površina profila prema pronalasku, tj. njegova razvijena unutrašnja površina u odnosu na glatku cev koja ima prelnik kruga omotača, iznosi najviše +5% do -2% ili 1,05 do 0,98 puta površina glatke cevi.

Profil cevi prema pronalasku omogućuje manju gustinu cevi (kg/m) pore-djeno sa rebrastom cevi kod koje je unutrašnji obim profila najmanje za 10% veći od obima kruga omotoča. To je potvrdjeno poredjenjem dveju cevi sa istim hidrauličnim presekom pa prema tome istim gubitkom pritiska i istim toplotnim učinkom.

Sledeća prednost obima profila prema pronalasku (relativni obim profila) u odnosu na obim kruga omotača jeste brže zagrevanje gasa punjenja uz smanjenu temperaturu metala cevi.

Vrtložni protok prema pronalasku u velikoj meri smanjuje rasprostra-njenost laminarnog sloja, a pri tome je povezan sa jednim vektorom brzine usmerenim prema središtu cevi, što smanjuje vreme zadržanja radikala kreko-vanja i/ili proizvoda krekovanja na vrelom zidu cevi a time smanjuje i njihovo hemijsko i katalitično razlaganje koje dovodi do obrazovanja piroliznog koksa.

Pored toga, temperaturne razlike izmedju udubljenja izmedju rebara i rebara, koje nisu zanemarljive u slučaju unutrašnje profilisanih cevi sa visokim rebrima, kompenzovane su vrtložnim protokom prema pronalasku. Time se povećava period izmedju dve operacije uklanjanja koksa. Bez vrtložnog protoka prema pronalasku jedna nezanemarljiva razlika temperatura izmedju vrhova rebara i dna izmedju rebara. Vreme zadržavanja proizvoda krekovanja koji teže da predju u koks kraje u sličaju cevi za krekovanje načinjenih sa helikoidalnim unutrašnjim rebrima. To zavisi od prirode rebara u posebnim okolnostima.

Na dijagramu:

gornja kriva prikazuje: profil 6: nagib 16°

srednja kriva prikazuje: profil 3: nagib 30°

donja kriva prikazuje: profil 4: 3 rebra pod nagibom od 30°.

Krive jasno pokazuju daje veća obimna brzina profila 6 sa rebrima visine 4,8 mm utrošena u udubljenima izmedju rebara, dok obimna brzina profila prema pronalasku sa visinom od svega 2 mm prodire u jezgro protoka. Mada je obimna brzina profila 4 sa svega 3 rebra približno ista, ona uopšte ne utiče na spiralno ubrzanje protoka jezgra.

Prema krivama prikazanim na dijagramu datom na slici 2, profil prema pronalasku ostvaruje spiralno ubrzanje u udubljenjima izmedju rebara (gornja grana krive) koje pokriva velike površine poprečnog preseka cevi pa je zbog toga odgovorno za homogenizovanje temperature u cevi. Donja brzina po obimu na vrhovima rebara (donja grana krive) dalje obezbedjuje da neće doći ni do turbulencije ni do povratnog toka.

Na slici 3 prikazane su tri opitne cevi u poprečnom preseku, uključujući njihove podatke, pri čemu te cevi obuhvataju profil 3 prema pronalasku. Svaki od dijagrama ukazuje temperaturne profile na poluprečniku cevi na sveti oj i na tamnoj strani. Poredjenje dijagrama ukazuje na manje temperaturne razlike izmedju zida cevi i središta cevi i niže temperature gasa na zidu cevi u slučaju profila 3 prema pronalasku.

Vrtložni protok prema pronalasku obezbedjuje da kolebanje temperature unutrašnje zida po obimu cevi, tj. izmedju svetle strane i tamne strane, bude manje od 12°C, čak i kada su cevni namotaji jedne cevne peći, koji se uobičajeno postavljaju u paralelnim redovima, zagrevani, ili na njih deluju gasovi sagore-vanja uz pomoć gorionika samo na bočnim zidovima, zbog čega svaka od cevi ima jednu svetlu stranu, okrenutu ka gorionicima, i jednu tamnu stranu, pomerenu za 90° u odnosu na svetlu stranu. Prosečna temperatura metala cevi, tj. razlika u temperaturi metala cevi na svetloj i na tamnoj strani, dovodi do unutrašnjih naprezanja i time odredjuje vek trajanja cevi. Na taj način, sniženje temperature metala cevi kod jedne cevi prema pronalasku, sa osam rebara nagiba od 30°, unutrašnjeg prečnika od 38,8 mm i spoljneg prečnika od 50,8mm, tj. razlike u visini izmedju polja medju rebrima i vrhova rebara od 2 mm i pod 11°, u poredjenju sa glatkom cevi istog prečnika, a na bazi prosečnog veka trajanja od 5 godina, što se može videti iz dijagrama sa slike 4, dovodi, pri radnoj tempe-raturi od 1050°C do proračunskog povećanja veka trajanja na oko 8 godina. Raspodela temperatura izmedju svetle strane i tamne strane za tri profila prikazana na slici 3 data je na dijagramu prikazanom na slici 5. Donji nivo krive temperature za profil 3 poredjen sa glatkom cevi (profil 0) i znatno uže područje kolebanja za krivu profila 3 poredjeno sa krivom profila 1 mogu se jasno uočiti.

Jedna posebno celishodna raspodela temperatura uspostavlja se ako se izoterme pružaju u obliku spirale od unutrašnjeg zida cevi do jezgra protoka.

Ravnomernija raspodela temperature po poprečnom preseku posebno se dobija ako se obimna brzina obrazuje u 2 do 3 metra cevi i ostaje konstantna po celoj dužini cevi.

Da bi se ostvario visok prinos elefma pri relativno kratkim cevima, postupak prema šronalasku treba izvoditi tako da je faktor homogenosti temperature po poprečnom preseku i faktor homogenosti temperature na hidra-uličnom prečniku veći od 1 u odnosu na faktor homogenosti jedne glatke cevi (Hg0). U tom su kontestu faktori homogenosti defmisani na sledeći način:

Konfiguracija protoka prema pronalasku, koja sadrži protok jezgra i vrtložni protok, može se ostvariti jednom rebrastom cevi u kojoj je bočni ugao rebara, koja su u svakom slučaju kontinualna po dužini jedne sekcije cevi, tj. spoljni ugao izmedju bokova rebara i poluprečnika cevi, jednak 16° do 25°, najbolje 19° do 21°. Bočni ugao ove vrste, posebno u kombinaciji sa nagibom rebra od 20° do 40°, na primer 22,5° do 32,5°, obezbedjuje da ono što nastaje u udubljenjima izmedju rebara nije jedan više ili manje kontinualan vrtložni protok koji se vraća u udubljenja iza bokova rebara i dovodi do obrazovanja neželjenih "uvijača" u udubljenjima izmedju rebara. Umesto toga, turbulencija obrazovana u udubljenjima izmedju rebara odvaja se od bokova rebara i prihvata je vrtložni protok. Energija vrtloženja izazvanog rebrima ubrzava čestice gasa i dovodi do veće sveukupne brzine. To dovodi do smanjenja temperature metala cevi, a takodje je čini uniformnijom, a isto tako čini temperaturu i vreme zadržavnja preko poprečnog preseka uniformnijim.

Priroda rebraste cevi prema pronalasku može se videti iz prikaza segmenta cevi na slici 6 i pripadajućih karakterističnih parametara

- hidraulični prečnik Dh u mm, Ri < Dh/2

- ugao boka

- visina rebra H

- poluprečnik kruga omotača Ra=Ri + H i Da=2 x Ra

- središni ugao

- poluprečnik krivine R=Ra (sin12sin +sin)

- obim kruga omotača 2Ra

- ugao u kosouglom trouglu =180-(+)

- unutrašnji poluprečnik Ri=2R (sin /sin ) - R

- visina rebra H=Ra-Ri

- obim profila Up=2 x broj rebara x R/180 (2 +)

- površina rebra Fr

- površina kruga omotača Fa=Da<2>/4

- površina unutrašnjeg kruga Fj=- Di

- površina unutar kruga omotača Fp=Fr- broj rebara

- obim profila Up=(l,05 do 0,98)- 2Ra.

Rebra i udubljenja izmedju rebara mogu biti projektovana simetrično kao u ogledalu i nadovezivati se jedna na druga ili mogu obrazovati jednu talasastu lliniju, ali u svakom slučaju sa istim poluprečnikom krivine. Tada se bočni ugao dobija izmedju tangenata dva poluprečnika krivine u tački dodira i poluprečnika cevi. U tom slučaju rebra su relativno kratka, a visina rebra i ugao boka su medjusobno prilagodjeni tako, da je hidraulični prečnik iz odnosa 4 x čist poprečni presek/obim profila veći ili jednak unutrašnjem krugu profila. Zbog toga je hidraulični prečnik u unutrašnjoj trećini visine profila. Zbog toga se visina rebara i broj rebara povećavaju sa porastom prečnika, tako da se vrtložni protok održava u smeru i po intenzitetu potrebnom za delovanje profila.

Dobija se veća brzina protoka (slika 2) izmedju rebara ili u udubljenjima izmedju rebara, što dovodi do efekta samočišćenja, tj.do smanjenja količine nata-loženog piroliznog koksa.

Ako su rebra proizvedena zavarivanjem ili navarivanjem koristeći jednu centrifugalno livenu cev, zid cevi izmedju pojedinačnih rebara ostaje u suštini nepromenjen, tako da udubljenja izmedju rebara leže na jednom zajedničkom krugu koji odgovara unutrašnjem obimu centrifugalno livene cevi.

Ispitivanja su pokazala da je, bez obzira na unutrašnji prečnik cevi, dovoljno ukupno 8 do 12 rebara da se ostvari konfiguracija protoka prema pronalasku.

U slučaju rebraste cevi prema pronalasku, odnos je koeficijenta prenosa toplote Qr/Qoprema koeficijentu gubitaka pritiska APR/APopri ispitivanju vodom, primenjujući i poštujući zakone sličnosti i Gejnoldsov broj za mešavinu nafta/vodena para, najbolje od 1,4 do 1,5, gde R označava jednu rebrastu cev a 0 označava jednu glatku cev.

Prednost rebraste cevi prema pronalasku (profil 3) u poredjenju sa glatkom cevi (profil 0) i rebrastom cevi sa osam paralelnih rebara (profil 1), kod kojih je radijalno rastojanje izmedju dna medju rebrima i vrhova rebara 4,8 mm, ilustrovana je podacima prikazanim u sledećoj tabeli. Rebraste cevi imaju po 8 rebara i isti krug omotača.

U tom je kontekstu hidraulični prečnik definisan na sledeći način:

Dhyđr= 4 x (čist poprečni presek) / unutrašnji obim

a poželjno je da odgovara unutrašnjem prečniku jedne poredive glatke cevi i tada se dobija faktor homogenosti od 1,425.

Kod ispitivanja vodom, rebrasta cev prema pronalasku imala je prenos toplote (Qr) koji je bio veći za faktor 2,56 od glatke cevi, sa gubitkom pritiska (APR) koji je bio veći samo za faktor 1,76.

Na slici 7 porede se cevi tri različita profila, uključujući cev prema prona-lasku sa 8 rebara sa nagibom od 30° u oba slučaja, i cev sa glakim unutrašnjim zidom (glatka cev). Za svaki poprečni presek dati su hidraulični prečnik, aksijalna brzina, vreme zadržavanja i gubitak pritiska.

Korišćeni početni podaci bili su kvantitativna proticanja u jednoj radnoj glakoj cevi unutrašnjeg prečnika od 38 mm, koji je identičan hidrauličnom prečniku. Koristeći zakone sličnosti (isti Rejnoldsovi brojevi), ti su podaci konvertovani proračunski u toplu vodu i korišćeni kao baza za ispitivanje (uporediti odnos količnika za prenos toplote i gubitak pritiska za ispitivanja sa vodom i osnovni faktor homogenosti za proračun sa korišćenjem gasova).

Različiti profili brzina rezultat su istih kvantitativnih proticanja pri različitim hidrauličnim prečnicima (recipročna veza).

Poredjenje brzina za profile 2 i 3, koji imaju identične poprečne preseke, ukazuje na poboljšanu brzinu, ubrzanje i vreme zadržavanja za cevi prema pronalasku (profil 3). Za isti hidraulični prečnik, komponenta brzine u smeru obima, koju izaziva vrtloženje proizvedeno rebrima, izaziva odvajanje protoka od zida cevi i unosi helikoidalnu uzlaznu brzinu po ćelom poprečnom preseku.

Usmeren, spiralni protok unosi toplotu iz zida cevi u protok i rasporedjuje je ravnomernije nego u normalnom, neusmerenom turbulentnom toku (glatka cev, profili 1 i 2). To isto važi i za vreme zadržavanja čestica. Spiralno usmeren protok rasporedjuje čestice ravnomernije po poprečnom preseku, dok ubrzanje na bokovima profila skraćuje prosečno vreme zadržavanja. Veći gubitak pritiska kod profila 3 posledica je brzine po obimu. U slučaju profila 1, uzrok je znatno sužavanje protoka i gubici na trenje na velikoj unutrašnjoj površini profila.

U zavisnosti od materijala, rebraste cevi prema pronalasku mogu se izraditi, na primer, od jedne centrifugalno livene cevi tako što će se krajevi jedne cevi sa aksijalno paralelnim rebrima zakrenuti jedan u odnosu na drugi, ili će se unutrašnji profil izvesti deformisanjem jedne centrifugalno livene cevi, na primer vrućim kovanjem, vrućim izvlačenjem ili hladnom obradom pomoću nekog alata za profilisanje ili nekom šipkom probojca sa spoljnim profilom koji odgovara unutrašnjem profilu cevi.

Poznato je više varijanti mašina za rezanje za unutrašnje profilisanje cevi, na primer iz nemačkog patenta 195 23 280. Te su mašine isto tako pogodne za proizvodnju jedne rebraste cevi prema pronalasku.

U slučaju toplog oblikovanja, temperatura deformisanja treba da bude podešena tako da kristali mikrostrukture budu delimično razoreni u području unutrašnje površine a onda rekristalisani pod uticaj em radne temperature. Rezultat je sitnozrnasta mikrostruktura koja omogućuje brzo difundiranje hroma, silicijuma i/ili aluminijuma kroz austenitsku matricu u unutrašnju površinu cevi, gde se potom obrazuje jedan oksidni zaštitni sloj.

Rebra prema pronalaku mogu se izraditi i navarivanjem. U tom slučaju nije moguće obrazovati zaobljenu osnovu izmedju pojedinačnih rebara, već je ovde prvobitni profil unutrašnjeg zida cevi u suštini održan.

Unutrašnja površina cevi prema pronalasku treba da je što je moguće mnje gruba, pa se mora uglačati, na primer mehanički polirati ili elektrolitički poravnati.

Pogodni materijali cevi za uredjaje za proizvodnju etilena su legure gvoždja i/ili nikla, koje sadrže 0,1% do 0,5% ugljenika, 20 do 35% hroma, 20 do 70% nikla, do 3%) silicijuma, do 1% niobijuma, do 5% tungstena i dodatka hafnijuma, titana, retkih zemalja ili cirkonijuma, od svakog do 0,5%, i do 6% aluminijuma.

Claims (36)

1. Postupak za toplotno razlaganje ugljovodonika u prisustvu vodene pare, u kome se mešavina punjenja propušta kroz spolja zagrevane cevi sa helikoidalnim unutrašnjim rebrima, naznačena time, što se jedan vrtložni tok generiše u neposrednoj blizini rebara i prevodi se u jednu zonu jezgra sa pretežno aksijalnim tokom na rastućem radijalnom odstojanju od rebara.

2. Postupak prema zahtevu 1, naznačen time, što vrtložni tok povlači odvojenu turbulenciju na bokovima rebara.

3. Postupak prema zahtevu 1, naznačen time, što je obimna brzina protoka gasa u udubljenjima izmedju rebara veća nego na vrhovima rebara.

4. Postupak prema ma kom od zahteva 1 do 3, naznačen time, što se vrtložni tok na rebrima kreće pod uglom od 20° do 40°, najbolje od 22,5° do 32,5°, u odnosu na osu cevi.

5. Postupak prema ma kom od zahteva 1 do 4, naznačen time, što je kolebanje temperature unutar zida po obimu cevi manje od 12°C.

6. Postupak prema ma kom od zahteva 1 do 5, naznačen time, što se izoterme u zoni jezgra pružaju u obliku spirale.

7. Postupak prema ma kom od zahteva 1 do 6, naznačen time, što brzina vrtložnog toka raste unutar prva 2 do 3 m dužine cevi a potom ostaje konstantna.

8. Postupak prema ma kom od zahteva 1 do 7, naznačen time, što brzina vrtložnog toka pokriva ceo poprečni presek posle prva 2 do 3 m dužine cevi.

9. Postupak prema ma kom od zahteva 1 do 8, naznačen time, što su faktor homogenosti temperature preko poprečnog preseka i faktor homogenosti temperature na hidrauličnom preseku veći za više od jedan u odnosu na faktore homogenosti u glatkoj cevi.

10. Postupak prema ma kom od zahteva 1 do 9, naznačen time, što je brzina toka u graničnom sloju na zidu cevi za 8 do 12% manja dok je brzina toka u zoni jezgra veća za 8 do 12% nego u slučaju uporedive cevi sa pravim rebrima istog tipa.

11. Postupak prema ma kom od zahteva 1 do 10, naznačen time, što se gas ubrzava na rastojanju od 100 do 200 cm, računato od ulaza gasa, do brzine po obimu koja iznosi 15 do 20% aksijalne brzine u zoni jezgra, i što brzina po obimu potom ostaje konstantna.

12. Postupak prema ma kom od zahteva 1 do 11, naznačen time, što je zbir aksijalne brzine i brzine po obimu veći od aksijalne brzine jedne uporedive cevi sa pravolinijskim rebrima istog tipa.

13. Postupak prema ma kom od zahteva 1 do 12, naznačen time, što se čestice gasa ubrzavaju na bokovima rebara.

14. Rebrasta cev koja ima više helikoidalnih unutrašnjih rebara, naznačena time, što obim profila (Up) iznosi +5 do -2% kruga omotača koji dodiruje udubljenja izmedju rebara.

15. Rebrasta cev prema zahtevu 14, naznačena time, što je ugao boka rebara 16° do 25°.

16. Rebrasta cev prema zahtevu 14 ili 15, naznačena time, što je ugao nagiba rebara 20° do 40°.

17. Rebrasta cev prema ma kom od zahteva 14 do 16, naznačena time, što su rebra i udubljenja izmedju rebara projektovana tako da su u poprečnom preseku ogledalski simetrična.

18. Rebrasta cev prema ma kom od zahteva 14 do 17, naznačena time, što vrhovi rebara i udubljenja izmedju rebara glatko prelaze jedni u druge.

19. Rebrasta cev prema ma kom od zahteva 14 do 18, naznačena time, što rebra i udubljenja izmedju rebara imaju isti poluprečnik krivine.

20. Rebrasta cev prema zahtevu 14 ili 15, naznačena time, što su rebra zavarena na jednom zajedničkom krugu na kome leže i udubljenja izmedju rebara.

21. Rebrasta cev prema ma kom od zahteva 14 do 20, naznačena time, što sadrži ukupno 6 do 12 rebara.

22. Rebrasta cev prema ma kom od zahteva 14 do 21, naznačena time, što je hidraulični prečnik rebraste cevi bar jednak prečniku unutrašnjeg kruga (Ri).

23. Rebrasta cev prema ma kom od zahteva 14 do 22, naznačena time, što je odnos količnika koeficijenata Qr/Qoi količnika gubitaka pritiska APP/AP0kod ispitivanja vodom jednak 1,4 do 1.5, gde R označava jednu rebrastu cev a 0 označava jednu glatku cev.

24. Rebrasta cev prema ma kom od zahteva 14 do 23, naznačena time, što je poluprečnik krivine (R) poprečnog preseka rebra 3,5 do 20 mm.

25. Rebrasta cev prema ma kom od zahteva 14 do 24, naznačena time, što je visina (H) rebra 1,25 do 3 mm.

26. Rebrasta cev prema ma kom od zahteva 14 do 25, naznačena time, što čist poprečni presek unutar obima (Up) profila iznosi 85 do 95% površine kruga (Fa) omotača.

27. Rebrasta cev prema ma kom od zahteva 14 do 26, naznačena time, što površina (Fp) profila iznosi 40 do 50% prstenaste površine izmedju kruga omotača i unutrašnjeg kruga.

28. Postupak za izradu rebraste cevi prema ma kom od zahteva 14 do 27, naznačen time, što se krajevi jedne cevi sa rebrima paralelnim osi cevi zakreću jedan u odnosu na drugi.

29. Postupak za izradu rebraste cevi prema ma kom od zahteva 14 do 27, naznačen time, što se unutrašnji profil proizvodi deformacijom pomoću jednog alata za profilisanje.

30. Postupak prema zahtevu 29, naznačen time, što se prilikom deformisanja kristali mikrostrukture delimično lome u području unutrašnje strukture.

31. Postupak za izradu rebraste cevi prema ma kom od zahteva 14 do 27, naznačen time, što je unutrašnji profil načinjen deformisanjem pomoću nekog alata za provilisanje ili navarivanjem.

32. Postupak za izradu centrifugalno livene cevi kako je opisana u zahtevima 14 do 27, naznačen time, što je unutrašnji profil proizveden elektrolitičkim ukla-njanjem materijala.

33. Postupak prema jednom od zahteva 29 do 32, naznačen time, što je unutrašnja površina profilisane cevi uglačana.

34. Primena jedne centrifugalno livene cevi za izradu reraste cevi prema jednom od zahteva 15 do 27.

35. Primena prema zahtevu 34, naznačena time, što se centrifugalno livena cev sastoji od legure nikla koja sadrži 0,1% do 0,5% ugljenika, 20 do 35% hroma, 20 do 70% nikla, do 3% silicijuma, do 1% niobijuma, do 5% tungstena i do po 0,5% hafnijuma, titana, retkih zemalja ili cirkonijuma do 6% aluminijuma.

36. Primena prema zahtevu 35, naznačena time, što legura sadrži, pojedinačno ili u kombinaciji jednog s drugim, bar 0,02% silicijuma, 0,1 % niobi-juma, 0,3% tungstena i 1,5% aluminijuma.