Partie IV : Impact des actions implémentées à l’ADF et perspectives
Chapitre 8 : Impacts des actions de l’ADF et perspectives
8.4. Suggestions
8.4.1. Surpression des airs faux
Le défaut d’air de refroidissement est en partie peut être dû à un fait qui n’est pas directement observable. En effet, à son aval, existe un jeu entre le four et sa porte (vue en annexe 11). Ce jeu est probablement à l’origine d’entrée d’air faux dans le four, réduisant ainsi le débit d’air de refroidissement à l’entrée des ballonnets.
Nous suggérons à SCB-LAFARGE de penser à combler ce jeu pour un meilleur refroidissement du clinker et continuer à faire la chasse aux airs faux présents sur la tour à cyclones.
8.4.2. Maintenance des ballonnets
L’efficacité du refroidissement du clinker par des ballonnets dépend en grande partie du model et de la condition interne des équipements interne de transfert.
Ainsi, il faut veiller à ce que ces éléments présentent toujours un meilleur aspect.
Si cela est possible, il faut aussi à penser des méthodes de conception pour améliorer leurs capacités à réduire la granulométrie du clinker et permettre un meilleur brassage clinker/air de refroidissement.
8.4.3. Gestion du clinker excédentaire
Malgré sa température qui sera désormais plus adéquate, le clinker sera toujours déchargé sur le site de la SCB-LAFARGE. En effet, la capacité du silo clinker est
insuffisante pour qu’on puisse y stocker indéfiniment le clinker après avoir desservi le broyeur à ciment. De plus, si on augmente la production du clinker, on sera toujours obligé de le déverser sur le site à moins qu’on décide d’arrêter l’atelier de cuisson du clinker à chaque fois que le silo est plein. C’est pourquoi la SCB-LAFARGE doit adopter la mise en place d’une politique de vente du clinker excédentaire ou trouver des moyens pour augmenter le débit de son broyeur à ciment.
8.4.4. Installation de refroidisseurs à grilles
Les refroidisseurs à grille ont la capacité de refroidir le clinker jusqu’à 100°C donnant ainsi une efficacité de refroidissement de 97%. Aussi ils permettent une récupération optimale des thermies du clinker avec la possibilité d’associer au four un précalcinateur et doubler le débit du four. Bien sûr, cela conduirait à investir des fonds aux niveaux de tous les ateliers annexés au four à savoir le concasseur, le broyeur à cru, le broyeur à ciment, etc. C’est une piste dont la SCB-LAFARGE peut étudier la faisabilité.
Ce dernier chapitre révèle les nombreux gains des actions implémentées à l’ADF sur le refroidissement du clinker. Ils sont relatifs à la performance du four, des ballonnets, du broyeur ; à la qualité et à la manutention du clinker ; et à l’environnement de la SCB-LAFARGE. Mais, avant tout, les entrées d’airs faux doivent être supprimés ou réduits au maximum.
Conclusion
Le but de cette étude qui a été de déterminer les impacts des travaux de maintenance de l’ADF sur le refroidissement du clinker a révélé que l’efficacité de refroidissement du clinker et le rendement des refroidisseurs sont respectivement de 75% et 38% avant l’ADF. Le temps n’ayant pas permis de pouvoir déterminer par le même cheminement ces paramètres après l’ADF, il a fallu partir des expériences antérieures et des prescriptions des constructeurs des ballonnets pour les déterminer. On a pu prévoir qu’après l’ADF, l’efficacité de refroidissement du clinker et le rendement des refroidisseurs pourraient passer respectivement à 89% et 63%. Les travaux de l’ADF permettront donc d’implémenter l’efficacité de refroidissement du clinker de 14% et le rendement de récupération de 25%. Les performances du four seront améliorées, et de nombreux gains non quantifiables sur les aspects environnement, qualité, etc. vont découler de ces actions.
Cependant, sans l’élimination des airs faux sur la ligne de cuisson et particulièrement aux joints amont et aval du four, ces prévisions ne pourront s’avérer.
Par ailleurs, nous suggérons à la SCB-LAFARGE d’avoir en vue de s’acquérir des refroidisseurs à grilles dans les années à venir pour améliorer jusqu’à 97% l’efficacité du refroidissement de son clinker, la récupération de chaleur par l’air secondaire, et booster le débit du four. A partir de là, elle pourra mettre en place une seconde ligne de broyage du clinker pour pouvoir broyer tout son clinker et en finir avec le stockage extérieure. La SCB-LAFARGE parviendra ainsi à un niveau de production de ciment optimal.
Références Bibliographiques
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[5] Cement Seminar Process Technology, Clinker coolers, 82 pages.
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[8] SACLA AIDE Magloire (2015), Consommation des alternatifs fuels sur la ligne de cuisson à la cimenterie d’Onigbolo : bilan énergétique, gains et impacts sur le plan environnemental, Mémoire d’ingénieur de Conception, Ecole Polytechnique d’Abomey-Calavi, Bénin, 185p.
[9] EL GHARNAJI Hassania (2015): Diminution de la température d’air exhaure sorti du refroidisseur clinker, Licence Science et Technique de Génie Industriel, Faculté des Sciences et Techniques de Fès, Maroc, 59p.
[10] LAAMARTI A. et LAKRAMTI A. (2011), Optimisation du refroidisseur four 2 en terme de récupération des gaz chauds et de refroidissement du clinker, Faculté des Sciences et Techniques de Fès, LST de Génie Industriel, 60p.
[11] SACCADURA, J.F (1980) : Initiation aux transferts Thermiques, Ed.
Technique et Documentation. Paris : 11, rue Lavoisier, 445p.
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[13] CHARRON Christophe (2008), L’industrie du ciment Données générales, Septembre, 81pages.
[14] J. TAINE et J. P. PETIT (1989) : Mécanique des fluides anisothermes, Dunod.
[15] Content://com.opera.mini.native.operafile/ ?0=file%3A2F%2F%2Femulat ed%2F0%2FDowload%2FRefroidisseur-%25C3%25A0-ballonnets-brochure-fundiciones-Estanda.
[16] fundiciones@estanda.com [17] www.claudiuspeters.com [18] www.estanda.com
9 Annexes
Annexes
Annexe 1 : Composition chimique de la farine, du clinker, des poussières et des gaz (à la sortie de la tour)
Tableau 9.1 : Composition chimique de la farine
Constituants CaO CO2 SiO2 Al2O3 Fe2O3 MgO K2O Na2O H2O Proportion (%) 42,55 34,78 12,88 3,05 2,34 1,68 0,35 0,04 2,03
Tableau 9.2 : Composition chimique de la poussière
Constituants CaO CO2 SiO2 Al2O3 Fe2O3 MgO K2O Na2O H2O
Proportion (%) 43,14 38,05 11,61 2,98 2,34 1,5 0,28 0,1 0
Tableau 9.3 : Composition chimique du clinker
Constituants CaO SiO2 Al2O3 Fe2O3 MgO
Proportion (%) 65,71 20,77 4,83 3,73 2,19
Tableau 9.4 : Composition des combustibles
Combustibles Petcoke Coton PKS Riz
C 87,99% 41,76% 42,14% 35,92%
H 3,84% 5,67% 5,75% 4,61%
O 1,07% 40,86% 36,54% 49,55%
N 1,56% 0,81% 1,24% 0,36%
S 4,90% 0,04% 0,05% 0,03%
eau 0.13% 9.61% 4.87% 9.53
Tableau 9.5 : Composition des fumées à la sortie tour
Constituants O2 CO CO2 NO NOx SO2 N2
Proportion (%) 2,600 0,115 8,900 0,119 0,125 0.000 88.141
Annexe 2 : Table des Cp en fonction de la température
Annexe 2.1 : Table des Cp pour les constituants de la matière
T SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO K2O Na2O Clinker
Annexe 2.1 : Table des Cp pour les constituants de la matière (suite)
Annexe 2.1 : Table des Cp pour les constituants de la matière (suite et fin)
T SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO K2O Na2O Clinker
(°C) Cp (kcal/kg/°C)
1180 0,2630 0,2744 0,2122 0,2209 0,2897 0,2745 0,3471 0,2452 1200 0,2634 0,2749 0,2123 0,2212 0,2902 0,2756 0,3480 0,2464 1220 0,2639 0,2755 0,2123 0,2215 0,2907 0,2766 0,3490 0,2476 1240 0,2643 0,2761 0,2124 0,2218 0,2911 0,2776 0,3498 0,2488 1260 0,2647 0,2766 0,2124 0,2221 0,2915 0,2786 0,3507 0,2501 1280 0,2651 0,2772 0,2125 0,2224 0,2920 0,2796 0,3515 0,2514 1300 0,2655 0,2777 0,2125 0,2227 0,2924 0,2807 0,3523 0,2529 1320 0,2659 0,2782 0,2126 0,2230 0,2928 0,2817 0,3531 0,2543 1340 0,2662 0,2787 0,2126 0,2232 0,2933 0,2827 0,3538 0,2559 1360 0,2666 0,2892 0,2127 0,2235 0,2937 0,2837 0,3546 0,2575 1380 0,2670 0,2797 0,2127 0,2238 0,2941 0,2847 0,3553 0,2592 1400 0,2673 0,2802 0,2128 0,2241 0,2945 0,2858 0,3559 0,2610 1420 0,2677 0,2807 0,2129 0,2243 0,2949 0,2868 0,3566 0,2629 1440 0,2680 0,2812 0,2129 0,2246 0,2953 0,2878 0,3573 0,2648 1460 0,2684 0,2817 0,2130 0,2249 0,2957 0,2888 0,3579 0,2668 1480 0,2687 0,2821 0,2131 0,2251 0,2961 0,2898 0,3585 0,2689 1500 0,2690 0,2826 0,2131 0,2254 0,2964 0,2909 0,3591 0,2711 1520 0,2694 0,2830 0,2132 0,2257 0,2968 0,2919 0,3597 0,2734 1540 0,2697 0,2835 0,2132 0,2259 0,2972 0,2929 0,3603 0,2758 1560 0,2700 0,2839 0,2133 0,2262 0,2976 0,2939 0,3608 0,2783 1580 0,2703 0,2843 0,2134 0,2264 0,2979 0,2950 0,3613 0,2809 1600 0,2706 0,2847 0,2134 0,2267 0,2983 0,2960 0,3619 0,2836
Annexe 2.2 : Table du Cp des constituants des gaz
Annexe 2.2 : Table du Cp des constituants des gaz (suite et fin)
Annexe 3 : Calcul du débit des airs
Annexe 3.1 : Calcul du débit de l'air de transport petcoke
Use of the calculation sheet
plant : Date : Time :
workshop : Origin of the source : Done by
Condition of the test :Surpresseur Petcoke Measurement point :
11 10 Aeraulic surface 0,03 m2
Circular : DIAMETER 0,19 m Dynamic Pressure mbar pos° pitot Avg. Dyn. Pressure 816,58 Pa
Tapping 0,00 m 1 7,26 0,005 m RHO w/o dust (wet) 1,118 kg/m3
2 8,75 0,016 m RHO with dust (wet) 1,118 kg/m3
Rectangular : WIDHT 3 9,09 0,028 m
Rectangular : HEIGHT 4 8,98 0,043 m Velocity 38,22 m/s
5 9,45 0,065 m Flow (wet) 1,08 m3/s
Temperature 52 °C 6 9,17 0,125 m Flow (wet) 0,94 Nm3/s
Static Pressure 53 mbar 7 8,95 0,147 m Flow (wet) 3 902 m3/h
8 8,75 0,162 m Flow (wet) 3 373 Nm3/h
Pitot Tube Ratio 1,000 9 8,54 0,174 m
10 6,48 0,185 m P°&T° correction 0,8645
Dust concentration 0,0 g/m3 11 5,06
Dust concentration 0,00 kg/Nm3 12
13
Dust flow (t/h) 0,000 14
15 % H2O ref 0,00
16 Flow (H2O ref) 3 373 Nm3/h
Barometric Pressure 98 900,0 Pa 17
Atmospheric Pressure Ratio or 18 % O2 ref 10,00
0,976 19 Flow (H2Oref @ %O2ref) 0 000 Nm3/h
Elevation "h" 70 m 20 Flow (H2Oref @ %O2ref) 0,00 Nm3/s
Atm. Pressure @ "h" 10 245,8 mmWG NB VAL : 11
Atm. Pressure @ "h" 100440,98 Pa VAL maxi : 9,45
75% Rule :
dry humid
M : Gas Molecular Weight (Wet) 0,00 Gas Density (wet) 1,293 kg/Nm3
28,963 g/mole 0,00 0,00 P°&T° RHO corr°. w /o dust
(w et) 1,118 kg/m3
Standard Atmospheric Composition 0,03% 0,03 0,03
20,93% 20,93 20,93 Gas Density (H2O ref) 1,293 kg/Nm3
0,93% 0,93 0,93
P°&T° RHO corr°. w /o dust
(H2O ref) 1,118 kg/m3
78,10% %N2 dry 78,11
DUCT
Calculation of gas flow at reference conditions
correct dynamic pressure data distribution
GAS COMPOSITION
M : Gas Molecular Weight (dry) % H2O
28,963 g/mole % CO dry
% CO2 dry
% O2 dry
%Ar dry
Annexe 3.2 : Calcul du débit de l'air de transport du coton
Use of the calculation sheet
plant : Date : Time :
workshop : Origin of the source : Done byAbigael
Condition of the test : Measurement point :
0 7 Aeraulic surface 0,01 m2
Circular : DIAMETER 0,12 m Dynamic Pressure mbar pos° pitot Avg. Dyn. Pressure 1770,13 Pa
Tapping 0,03 m 1 16,89 RHO w/o dust (wet) 1,113 kg/m3
2 16,29 RHO with dust (wet) 1,113 kg/m3
Rectangular : WIDHT 3 17,12
Rectangular : HEIGHT 4 18,26 Velocity 56,41 m/s
5 18,68 Flow (wet) 0,64 m3/s
Temperature 95 °C 6 18,64 Flow (wet) 0,55 Nm3/s
Static Pressure 185 mbar 7 18,33 Flow (wet) 2 297 m3/h
8 17,48 Flow (wet) 1 976 Nm3/h
Barometric Pressure 98 900,0 Pa 17
Atmospheric Pressure Ratio or 18 % O2 ref 10,00
0,976 19 Flow (H2Oref @ %O2ref) 0 000 Nm3/h
Elevation "h" 70 m 20 Flow (H2Oref @ %O2ref) 0,00 Nm3/s
Atm. Pressure @ "h" 10 245,8 mmWG NB VAL : 8
Atm. Pressure @ "h" 100440,98 Pa VAL maxi : 18,68
75% Rule :
dry humid
M : Gas Molecular Weight (Wet) 0,00 Gas Density (wet) 1,293 kg/Nm3
28,963 g/mole 0,00 0,00 P°&T° RHO corr°. w /o dust
(w et) 1,113 kg/m3
Standard Atmospheric Composition 0,03% 0,03 0,03
20,93% 20,93 20,93 Gas Density (H2O ref) 1,293 kg/Nm3
0,93% 0,93 0,93
P°&T° RHO corr°. w /o dust
(H2O ref) 1,113 kg/m3
78,10% 78,11
%Ar dry
%N2 dry M : Gas Molecular Weight (dry) % H2O
28,963 g/mole % CO dry
% CO2 dry
% O2 dry GAS COMPOSITION
DUCT
Calculation of gas flow at reference conditions
correct dynamic pressure data distribution
Annexe 3.3 : Calcul du débit de l'air primaire axial Mesure du Débit de Gaz avec le Tube Prandtl
Usine Altitude 140 m
Point de mesure Pression ambiante 997 mbar
Date Remarques
Geometrie de la conduite des gaz Propriété du gaz
Pression statique dans conduite (+/-)433 mbar
Section circulaire Pression static absolute 1 430 mbar
Diametre 190 mm Température dans conduite 86 °C
2 000
4 000 Conc. Densité
[vol-% ] [kg/Nm3]
Section transversale 0,028 m2 O2 21,0 1,429
CO2 0,0 1,964
H2O 6,0 0,804
Instrument choisi N2 (sum calc.) 73,0 1,257
Densité de gaz moyenne [kg/Nm3] 1,266 [kg/m3] 1,359 Facteur de calibration 1
Position Axe 1 Axe 2 Moyen
Mesure Diametre aller retour aller retour corrigé Dp
[mm] [mbar] [mbar] [mbar] [mbar] [mbar] [mbar]
1 4 4,48 4,48 2,117
Valeur moyen de 12 points de mesure 2,27
Vitesse de gaz dans la conduite 27,52 m/s Holcim Group Support Ltd
Corporate Technical Services
Annexe 3.4 : Calcul du débit de l'air primaire radial Determination of Gas Flow by Prandtl Tube
Plant Altitude 140 m
Measuring point location Ambient pressure 997 mbar
Date Remarks
Geometry of gas duct Gas properties
Static pressure in duct (+/-) 190 mbar Circular cross section Absolute static gas pressure 1 187 mbar
Diameter 140 mm Temperature in duct 49 °C
2 000
4 000 Conc. Density
[vol-% ] [kg/Nm3]
Cross section 0,015 m2 O2 21,0 1,429
CO2 0,0 1,964
H2O 6,0 0,804
Selected instrument N2 (sum calc.) 73,0 1,257
Average gas density [kg/Nm3] 1,266 [kg/m3] 1,257 Calibration factor 1
Position Axis 1 Axis 2 Average
Measurement Diameter along across along across corrected Dp
[mm] [mbar] [mbar] [mbar] [mbar] [mbar] [mbar]
1 4 3,46 3,46 1,860
Average of 8 measuring points 1,94
Gas velocity in the duct 24,47 m/s Holcim Group Support Ltd
Corporate Technical Services
Measured gas flowrate 1 360 m3/h
1 350 Nm3/h
Ver 2.3, Nov 2001 / BES
Remarks
Le surpresseur radial est en défaut( élément surpresseur fissuré). Il est remplacé par le ventilateur W1V07 20 juillet, 2017
ONI
Entrée tuyère
Annexe 4 : Calcul des pertes par parois
Annexe 4.1 : Calcul des pertes par parois de la virole du four
points Longueur
Mémoire d’ingénieur de conception en Génie Mécanique et Energétique/Energétique
Annexe 4.1 : calcul des pertes par parois de la virole du four (suite)
points Longueur
Annexe 4.1 : calcul des pertes par parois de la virole du four (suite)
Mémoire d’ingénieur de conception en Génie Mécanique et Energétique/Energétique
Annexe 4.1 : calcul des pertes par parois de la virole du four (suite)
points Longueur
Annexe 4.1 : Calcul des pertes par parois de la virole du four (suite et fin)
Annexe 4.2 : Calcul des pertes par parois des cyclones
Type Cyclon Niveau C1
Nom Diameter Surface Temperature Convection Radiation Total Loss - Q
m m² °C K Coef h Loss Qc coef e Loss Qr Kcal/h Kcal/kgKK
Name Diameter Surface Temperature Convection Radiation Total Loss - Q
m m² °C K Coef h Loss Qc coef e Loss Qr Kcal/h Kcal/kgKK
Meal duct 0,8 20 291 564 5,50 32025,38 0,95 85509,78 117535,16 1,76
Total 117 535 1,76
Mémoire d’ingénieur de conception en Génie Mécanique et Energétique/Energétique
Annexe 4.2 : Calcul des pertes par parois des cyclones (suite)
Type Cyclon Stage C1 Bis
Name Diameter Surface Temperature Convection Radiation Total Loss - Q
m m² °C K Coef h Loss Qc coef e Loss Qr Kcal/h Kcal/kgKK
Cone 2 6 127 400 3,56 2710,31 0,95 4619,58 7329,89 0,11
Cylinder 4 30 165 438 3,19 15806,36 0,95 38686,96 54493,32 0,82
Ceiling 4 12 112 385 2,71 3648,13 0,95 7219,25 10867,38 0,16
Air duct 2 18 90 363 3,26 5286,75 0,95 6982,36 12269,11 0,18
Total 84 960 1,27
Type Duct Stage C1 Bis
Name Diameter Surface Temperature Convection Radiation Total Loss - Q
m m² °C K Coef h Loss Qc coef e Loss Qr Kcal/h Kcal/kgKK
Meal duct 0,8 20 327 600 5,67 37052,09 0,95 111866,91 148919,00 2,23
Total 148 919 2,23
Type Cyclon Stage C 2
Name Diameter Surface Temperature Convection Radiation Total Loss - Q
m m² °C K Coef h Loss Qc coef e Loss Qr Kcal/h Kcal/kgKK
Cone 2 6 69 342 3,05 1264,23 0,95 1302,71 2566,94 0,04
Cylinder 4 30 129 402 3,00 11620,21 0,95 23815,63 35435,84 0,53
Ceiling 4 12 132 405 2,83 4479,87 0,95 9965,00 14444,88 0,22
Air duct 2 18 114 387 3,46 7104,22 0,95 11212,97 18317,20 0,27
Total 52 448 1,06
Annexe 4.2 : Calcul des pertes par parois des cyclones (suite)
Type Duct Stage C2
Name Diameter Surface Temperature Convection Radiation Total Loss - Q
m m² °C K Coef h Loss Qc coef e Loss Qr Kcal/h Kcal/kgKK
Meal duct 0,8 20 488 761 6,26 61115,70 0,95 302745,37 363861,08 5,46
Total 363 861 5,46
Type Cyclon Stage C3
Name Diameter Surface Temperature Convection Radiation Total Loss - Q
m m² °C K Coef h Loss Qc coef e Loss Qr Kcal/h Kcal/kgKK
Cone 2 6 119 392 3,50 2498,61 0,95 4066,54 6565,15 0,10
Cylinder 4 30 166 439 3,20 15926,19 0,95 39156,22 55082,41 0,83
Ceiling 4 12 140 413 2,87 4821,79 0,95 11183,61 16005,40 0,24
Air duct 2 18 174 447 3,85 12052,36 0,95 25816,42 37868,78 0,57
Total 77 653 1,73
Type Duct Stage C3
Name Diameter Surface Temperature Convection Radiation Total Loss - Q
m m² °C K Coef h Loss Qc coef e Loss Qr Kcal/h Kcal/kgKK
Meal duct 0,8 20 276 549 5,43 29975,36 0,95 75916,29 105891,65 1,59
Total 105 892 1,59
Mémoire d’ingénieur de conception en Génie Mécanique et Energétique/Energétique
Annexe 4.2 : Calcul des pertes par parois des cyclones (suite et fin)
Type Cyclon Stage C4
Name Diameter Surface Temperature Convection Radiation Total Loss - Q
m m² °C K Coef h Loss Qc coef e Loss Qr Kcal/h Kcal/kgKK
Cone 2 6 260 533 4,25 6637,14 0,95 19954,30 26591,44 0,40
Cylinder 4 30 243 516 3,52 25643,93 0,95 86116,17 111760,11 1,68
Ceiling 4 12 206 479 3,16 7814,16 0,95 24289,98 32104,14 0,48
Air duct 2 18 201 474 3,99 14433,80 0,95 34628,52 49062,32 0,74
Total 170 456 3,29
Type Duct Stage C4
Name Diameter Surface Temperature Convection Radiation Total Loss - Q
m m² °C K Coef h Loss Qc coef e Loss Qr Kcal/h Kcal/kgKK
Meal duct 0,8 20 250 523 5,30 26488,24 0,95 61052,33 87540,57 1,31
Total 87 541 1,31
Annexe 4.3 : Calcul des pertes par parois des ballonnets
Diamètre de l'UNAX 1,8 m Température ambiante 308 K
Longueur du ballonnet 18 m Emissivité 0,95
Vitesse de l'air ambiant 2,05 m/s constante de Boltzmann 4,882E-08 Kcal/h.m2K4
Annexe 4.3 : Calcul des pertes par parois des ballonnets (suite)
Mémoire d’ingénieur de conception en Génie Mécanique et Energétique/Energétique
10 332 325 328,5 601,5 25,45 7,51 56 086,39 143 809,65 199 896,04
Annexe 4.3 : Calcul des pertes par parois des ballonnets (suite)
Tronçon UNAX T ext,max T min T moy Tmoy en K S (m2) h
Annexe 4.3 : Calcul des pertes par parois des ballonnets (suite et fin)
Tronçon UNAX T ext,max T min T moy Tmoy en K S (m2) h convection
Pertes par convection
Pertes par
rayonnement Total
Tronçon 4
1 363 360 361,5 634,5 25,45 7,78 64 648,37 180 590,96 245 239,33
2 352 349 350,5 623,5 25,45 7,69 61 760,74 167 672,34 229 433,08
3 233 224 228,5 501,5 25,45 6,54 32 182,61 64 004,68 96 187,29
4 263 262 262,5 535,5 25,45 6,90 39 935,14 86 393,44 126 328,58
5 243 228 235,5 508,5 25,45 6,61 33 744,20 68 259,01 102 003,21
6 278 234 256 529 25,45 6,83 38 421,09 81 768,41 120 189,50
7 326 306 316 589 25,45 7,40 52 924,30 131 367,53 184 291,83
8 326 326 326 599 25,45 7,49 55 450,31 141 258,27 196 708,58
9 264 264 264 537 25,45 6,91 40 286,60 87 484,96 127 771,56
10 356 350 353 626 25,45 7,71 62 414,12 170 549,07 232 963,19
Total 8 838 152,00
99,43
XXIII
Annexe 5 : Clinker exposé sur le site de la SCB-LAFARGE
Annexe 6 : Clinker envoyé au concassage
Annexe 7 : Vue de l'intérieur des nouveaux ballonnets ESTANDA
XXIV
Annexe 8 : Vues de l'intérieur des anciens ballonnets ESTANDA avant ADF
Annexe 9 : Vues de l'intérieur des ballonnets FLS
XXV
Annexe 10 : Vue de tâches rouges sur les ballonnets
Annexe 11 : Vue du jeu à l’aval du four