H e n ry k R U S IN O W S K I
WPŁYW PARAMETRÓW PRACY NAGRZEWNIC WIELKOPIECOWYCH NA WSKAŹNIKI ZUŻYCIA ENERGII CHEM ICZNEJ PALIW
S tr e sz c z e n ie .
W prezentow anej p ra cy przedstaw iono metodę i w y n ik i a n a liz y w p ły w u czasu n agrzew an ia oraz te m p e ra tu ry podgrzania dm uchu w zespole nagrzew nic w ielkopiecow ych n a jednostkow e zużycie e n e rg ii chemicznej p a liw . D la s ym u la cji pracy nagrzew nic w yko rzysta no analityczn o -n u m e ryczn y model m a te m a tyczn y nagrzew nicy Cowpe- ra . U w zględniono istniejące ograniczenia m ateriałow e. Przedstawiono w p ły w analizow a nych p a ra m e tró w na zużycie e n e rg ii chemicznej w nagrzew nicach odniesione do:
— jednostkow ej ilości nagrzewanego dm uchu,
— je d n o s tk i p ro d u k c ji su ró w k i w w ie lk im piecu.
O bliczenia przeprowadzono d la zespołu nagrzew nic w ielkiego pieca o pojem ności 3200 m 3.
THE INFLUENCE OF THE WORK PARAM ETERS OF COWPER STOVES U P O N THE ENERGY CHARACTERISTICS OF THE CO NSUM PTIO N OF THE CHEMICAL ENERGY OF FU EL
Su m m ary.
The paper deals w ith a m ethod and th e re su lts o f analysin g th e influ e n ce o f th e w a rm -u p tim e and te m p e ra tu re o f th e b last in blast- furnaces upon th e consum ption o f th e chem ical energy o f fuels. In order to s im u la te th e w o rk o f Cowper stoves a m a th e m a tica l a nalytic- n u m e ric a l m odel o f a C owper stove has been used. The existing m a te ria l re s tric tio n s have been ta k e n in to account. The influence o f the analyzed param eters upon th e consum ption o f chem ical energy in Cow
pe r stoves has been presented, re fe rre d to:
- a u n it o f blast,
- a u n it o f p ig -iro n produce in the blast-furnace.
These calculations have been ca rrie d o u t on a blast-furnace w ith a capacity o f 3200 cbm.
D ER EIN FLU ß D E R ARBEITSPARAM ETER VON WINDERHITZERN AUF DIE VERBRAUCHSKENNZAHL D E R CHEM ISCHEN ENERGIE VON BR EN N ST O FFEN
Z u sa m m en fassu n g.
D e r vorliegende A u fsa tz befaßt sich m it einer M ethode un d den E rgebnissen der Analyse des E influsses der W indzeit u n d T e m p e ra tu r des Gebläses von W in d e rh itz e rn a u f den Verbrauch der chemischen E nergie von B rennstoffe n. D ie bestehenden M a te ria lb e sch rä n ku n g e n sind b e rü c k s ic h tig t worden. U m die A rb e it eines W in d e rh itz e rs zu s im u lie re n , w u rd e ein m athematisches a n a ly tis c h -d ig ita l W in d e rh itz e rm o d e ll verw endet. Es w urde der E in flu ß der a n a lysie rte n P ara m e te r a u f den V e rb ra u ch chemischer E nergie in W in d e rh itz e rn d a rg e ste llt, un d zw ar bezogen auf:- die W indm enge,
- die R oheisenproduktion im Hochofen.
D ie Berechnungen beziehen sich a u f W u n d e rh itz e r eines Hochofens m it einem V o lum en von 3200 m 3.
1. W P R O W A D ZE N IE
Zadaniem zespołu nagrzew nic w ielkopiecow ych je s t podgrzanie wymaganej przez w ie lk i piec ilości dm uchu do w ym aganej te m p e ra tu ry. D zię ki sterowa
n iu kom puterow e m u nagrzew nice nowoczesnych w ie lk ic h pieców pracują p rz y o ptym alnych p a ra m e tra ch pracy i osiągają znacznie wyższe sprawności energetyczne od nagrzew nic sterow anych bezpośrednio przez obsługę. Do podstaw ow ych zadań system u kom puterow ego należy regulacja akum ulacji energii w w y p e łn ie n iu nagrzew nic oraz autom atyczne przestaw ianie. Czasy trw a n ia opalania nagrzew nic i nagrzew an ia dm uchu są w y n ik ie m o p tym a li
zacji pa ra m e tró w pracy nagrzew nic. S terow anie s tru m ie n ie m p a liw zasilają
cych p a ln ik i nagrzew nic służy osiągnięciu wym aganego poziom u akum ulacji e n e rg ii w nagrzew nicach po zakończeniu fazy opalania. Ponadto system kom pu te ro w y zabezpiecza przed przekroczeniem dopuszczalnych te m p e ra tu r w y
nika ją cych z zastosowanych m a te ria łó w o g n io trw a łych oraz m a te ria łu rusztu podtrzym ującego kra to w n icę .
W prezentow anej pracy przedstaw iono analizę w p ły w u te m p e ra tu ry pod
grzania dm uchu w nagrzew nicach p rz y zróżnicow anych czasach przestaw ia
n ia nagrzew nic na w s k a ź n ik i zużycia e n e rg ii chemicznej paliw . Przyjęto, że nagrzew nice są opalane gazem w ielkopiecow ym i koksowniczym . Stopień wzbogacenia gazu wielkopiecowego n ie b y ł przedm iotem analizy. W ielkość tę wyznaczano p rzyjm u ją c, że różnica pom iędzy te m p e ra tu rą spalania w szybie nagrzew nicy i te m p e ra tu rą dm uchu po s ta b iliz a c ji p ow inna wynosić 250 K.
S tru m ie ń dm uchu dopływającego do zespołu nagrzew nic obliczano na podsta
w ie w ydajności w ielkiego pieca oraz jednostkowego w s ka źn ika zużycia dm u
chu w w ie lk im piecu [7], U w zględniono ograniczenia w pracy nagrzew nic w ynikające z:
- m aksym alnej dopuszczalnej te m p e ra tu ry ko p u ły,
- m aksym alnej dopuszczalnej te m p e ra tu ry s p a lin odpływ ających z nagrzew nicy,
- m in im a ln e j dopuszczalnej te m p e ra tu ry s ty k u w a rs tw krzem ionkow ych i szam otowych w y p e łn ie n ia kra to w n icy.
O bliczenia przeprowadzono d la zespołu trze ch nagrzew nic w ielkiego pieca o objętości 3200 m 3, działających w szeregowym system ie eksploatacji.
2. CYFROW A S Y M U L A C J A PR A C Y N A G R Z E W N IC
W celu określenia w p ły w u p a ra m e tró w p ra cy na przebiegi czasowe tem pe
r a tu ry czynników gazowych i w yp e łn ie n ia w n a grzew nicy należy dysponować sym ulacyjnym modelem m atem atycznym . Problem om obliczeń cieplnych na
grzew nic w ielkopiecow ych poświęcono dotychczas w ie le prac, p rz y czym zado
w alającą dokładność obliczeń d a w a ły modele num eryczne [6] lu b analityczno- num eryczne [1, 3, 5]. W y k o rzysta n y w n in iejszej pra cy model m atem atyczny nagrzew nicy zaliczany je s t do m odeli analityczno-num erycznych. Przeprow a
dza się w n im p odział różnicow y zastępczego w y p e łn ie n ia płytowego nagrzew n ic y na s tre fy i w a rs tw y p rz y zachow aniu ciągłości fu n k c ji czasu.
Z a łożen ia m odelu:
1. N agrzew nicę d z ie li się n a a stref, p rz y czym strefa k = 1 je s t strefą najw yż
szych te m p e ra tu r.
2. Rzeczywiste w yp e łn ie n ie nagrzew nicy zastępuje się rów now ażnym w ypeł
nieniem płytow ym .
3. Zastępcze w ypełnien ie płytow e w stre fie nagrzew nicy d zie li się na y w a rstw . W a rstw a j = y je s t położona p rzy p ow ierzchni p ły ty .
4. C ykl pracy nagrzew nicy (faza n agrzew an ia i ochładzania w ypełnienia) d z ie li się na 10 p rzedziałów czasu, w k tó ry c h s tru m ie n ie czynników grzeją
cego i podgrzewanego m a ją stałą w artość 1 = 1, 2, ..., 10.
5. T e m p e ra tu ra dm uchu m a p rz y dopływ ie do w yp e łn ie n ia nagrzew nicy stałą w artość Ta.
6. W łasności term iczne p łyn ó w i w yp e łn ie n ia w nagrzew nicy są w obrębie danej s tre fy i p rz e d zia łu czasu stałe.
7. T e m p e ra tu ra czynnika gazowego je s t w yró w n a n a w p rze kro ju prostopad
ły m do jego przepływ u.
8. P om ija się przewodzenie ciepła w w y p e łn ie n iu w k ie ru n k u rów noległym do p rze p ływ u gazów.
M odel służy do przeprow adzenia obliczeń sym ulacyjnych, tj. do obliczeń te m p e ra tu ry gazów odpływ ających z nagrze w n icy p rz y znanych stru m ie n ia ch
i p a ra m e tra ch czynników gazowych zasilających nagrzew nicę i znanych para
m e tra ch m a te ria ło w o -ko n stru kcyjn ych nagrzew nicy.
Zagadnienie w yjściow e opisane je s t w stre fie k i przedziale czasu 1 rów na
n ia m i:
- b ila n s u e n e rg ii prze strze n i gazowych
- n 1 (Mcp) i = [TL(z, t) - < ( d k, x)]
- F o u rie ra -K irc h h o ffa dla zastępczego w yp e łn ie n ia płytowego
(1)
, 3dk(x, x)
k 3x (2 )
, 3ńk (x, X) 3 Ck pk 3x “ dx
gdzie:
T k - te m p e ra tu ra gazu,
d k - te m p e ra tu ra w yp e łn ie n ia , n 1 - s tru m ie ń gazu,
(Mcp)t - pojemność cieplna gazu,
c{ - pojemność cieplna m a te ria łu w yp e łn ie n ia , a k - w sp ó łczyn n ik w n ik a n ia ciepła,
Xk - w spółczynnik przewodzenia ciepła, Pk - gęstość m a te ria łu w ypełnien ia , H k, F k - wysokość i pow ierzchnia strefy,
dk - połowa grubości zastępczego w yp e łn ie n ia płytowego,
x, z - współrzędna prostopadła i równoległa do kie ru n k u przepływu gazów, x — czas.
R ów nania (1) i (2) uzupełnione są w a ru n k a m i początkow ym i:
- dla te m p e ra tu ry czyn n ika gazowego
Tk(0, t) = T jk(x) (3)
- dla te m p e ra tu ry w yp e łn ie n ia
0) = dok(x) (4)
oraz w a ru n k a m i brzegowym i:
- drugiego rodzaju w płaszczyźnie s y m e trii zastępczego w yp e łn ie n ia p ły to wego
dftk(x, D
3x I x = 0 ■
(5)
— trzeciego ro d za ju na p ow ierzchni zew nętrznej zastępczego w yp e łn ie n ia płytow ego
d x 1 x = dc
a k K ( d k, T ) - T mk(T )], gdzie:
“ k
T ln k W = | t L(z, t) d z .
(6 )
(7)
Do ro zw ią za n ia zadania nieustalonego przew odzenia ciepła w ekw iw a le n tn y m w y p e łn ie n iu p ły to w y m zastosowano m etodę dyskre tn e j tra n sfo rm a cji sp e ktra ln e j (DTS) [2, 4], Zastępcze w yp e łn ie n ie p łytow e w stre fie podzielono na w a rs tw , a następnie w yko rzystu ją c m etodę bilansów elem entarnych ró w nanie (2) przekształcono do postaci ciągło-dyskretnej uzyskując u k ła d rów nań różniczkow ych zwyczajnych, k tó ry w zapisie m acierzow ym m a postać:
= A k ńk(t) + bk Tdk(T) N (8 )
gdzie A k je s t m acierzą w spółczynników u k ła d u rów nań, a b|t w spółczynni
kie m ; w s p ó łc z y n n ik i w y n ik a ją z przekształcenia. W m etodzie DTS przeprow a
dza się tra n sfo rm a cję u k ła d u ró w n a ń różniczkow ych w u k ła d niezależnych ró w n a ń różniczkow ych w yko rzystu ją c diagonalizację m acierzy A . Po rozw ią
z a n iu i re tra n s fo rm a c ji uzyskuje się ró w n a n ia opisujące przebiegi czasowe te m p e ra tu ry elem entów różnicow ych w y p e łn ie n ia w stre fie i te m p e ra tu ry gazu odpływającego ze s tre fy nagrzew nicy:
ń£(x) = H k(x) ń&K + bk[H k(x)] ■ [T ^ (x )] N , (9)
T U (x ) N = d l I
HL
+ [(1 - +bUkHLr/x)]
■ [Tjvk_i(x)]N (10)gdzie:
H l =
H kn(x) HLi2(x) H UiW H [:22('r)
H kyl(T) H ^ i T )
H k ly -lW HLi^T) Hk2 r i(T) H U /x )
H-kyy-lf^) HkyyCO
" 0 0 . . 0 0 “
0 0 . . 0 0
0 0 . . 0 1
$0kl ~0~
<NM—o 0
N =
^Óky 1
Y
łłk jn p (^ ) ^ £>kms & ksp ® ^ P (^ k s s = 1
gdzie:
gkms, gisp - elem enty m acierzy tra n s fo rm a c ji Gk utw orzonej przez w ek
to ry w łasne m acierzy A i elem enty m acierzy odw rotnej do m acierzy tra n s fo rm a c ji (Gk)-1,
^•ks - w artości w łasne m acierzy A .
W yko rzystu ją c w a ru n e k ciągłości fu n k c ji te m p e ra tu ry gazu w nagrzew nicy uzyskuje się na podstaw ie (9) i (10) dla fazy opalan ia nagrzewnicy:
CT y
Twk(x) = X Z UkiypW ^óip + [<PkW] ■ [TsdM]
i = 1 p = 1
(11)
GkCc = Z w k i(^ )4 i + tVkW ] • [Tśa (x)l (12) i= 1
gdzie:
k y [
^kiyp(^) — ^ -^kiYprs ®-^P(^-rs Y) r = i s = 1
k y j
^kimp(^) — 5!1 ^kimprs ®^P(^ts r = i s = 1
k Y i
<PkM = Bko + 1 I B krs exp(/.‘ s x) r = i s = 1
k y {
^Kkm(^) = 51 51 ^kmrs ®^P(^ts r = i s = 1
W analogiczny sposób d la fazy nagrze w a n ia dm uchu o trzym u je się:
° Y A
Twk(t) = X X u LiYp(x) 4 i P + t a 9kW (13) i = 1 p = 1
a
flkW = X w kiCtO^oi + t a Vk(x) (14) i= 1
Z zależności (11), dla k = a, wyznacza się średnią i m aksym alną te m p e ra tu rę s p a lin odpływ ających z nagrzew nicy. Zależności (12) i (14) pozw alają w y znaczyć m a ksym a ln ą te m p e ra tu rę k o p u ły oraz m in im a ln ą te m p e ra tu rę styku w a rs tw krze m io n ko w ych i szamotowych. Zależność (13) dla k = 1 opisuje przebieg czasowy te m p e ra tu ry dm uchu odpływającego z nagrzewnicy.
3. W Y N IK I O B L IC Z E Ń
W yko rzystu ją c opisany w p k t. 2 model m atem atyczny przeprowadzono obliczenia sym ulacyjne dla zespołu trze ch nagrzew nic w ielkiego pieca o obję
tości 3200 m 3 pracujących w system ie szeregowym. N agrzew nice o wysokości 52 m i średnicy 11,5 m posiadają w e w n ę trz n y szyb spalania o p ro filu koło
w ym . K ra to w n ic a o pow ierzchni ogrzewalnej 70 800 m 2 zbudowana je s t
z dw unastokanałow ych ks z ta łte k , p rz y czym górne obszary wykonane są z m a te ria łu krzem ionkow ego, reszta zaś z szam otu.
D la ro zp a tryw a n ych nagrzew nic obow iązują następujące ograniczenia m a
teriałow e:
a) dopuszczalna m aksym alna te m p e ra tu ra k o p u ły nagrzew nicy - 1400°C, b) dopuszczalna m aksym alna te m p e ra tu ra s p a lin odpływających z nagrzew
n ic y - 350°C,
c) dopuszczalna m in im a ln a te m p e ra tu ra na s ty k u m a te ria łu krzem ionkow e
go i szamotowego k ra to w n ic y - 650°C.
Przeprowadzono w ie lo w a ria n to w e obliczenia sym ulacyjne wychodząc z a k tu a ln y c h p a ra m e tró w eksploatacyjnych nagrzew nic:
— te m p e ra tu ra podgrzania dm uchu w zespole nagrzew nic - 1040°C,
— czas trw a n ia fazy nagrzew ania dm uchu — 2 h.
W y n ik i obliczeń w p ły w u te m p e ra tu ry podgrzania dm uchu i czasu przesta
w ia n ia nagrzew nic n a w s k a ź n ik zużycia e n e rg ii chemicznej p a liw w nagrzew
nicach przedstaw iono na rys. 1. N aniesiono lin ię ograniczającą działanie nagrzew nicy ze w zględu n a ograniczenia m ateriałow e. P rzy czasie trw a n ia
Rys. 1. Wskaźnik zużycia energii chemicznej paliw w nagrzewnicach w odniesieniu do jed
nostki dmuchu
Fig. 1. Specific consumption of the chemical energy of fuel gases per unit of blast
fazy n agrzew an ia dm uchu xD = 2 h podgrzanie dm uchu do te m p e ra tu ry wyższej od 1040°C w iąże się z przekroczeniem m a ksym alnej dopuszczalnej te m p e ra tu ry sp a lin odpływ ających z nag rze w n icy p rz y ro zp a tryw a n ym sto
p n iu wzbogacenia gazu wielkopiecowego. O bniżenie czasu nagrzew ania dm u chu do xD = 1,5 h u m o ż liw ia podgrzanie dm uchu do 1120°C, a p rz y xD = 1 h m ożliw e je s t podgrzanie dm uchu do 1200°C. Is tn ie ją c a a rm a tu ra przestaw ia
n ia nagrzew nic nie pozw ala n a dalsze zw iększanie częstości re w e rsji (obniża
nie czasów trw a n ia faz pracy). P rzy s y m u la cji pracy nagrzew nic dla osiągnię
cia te m p e ra tu ry podgrzania dm uchu powyżej 1200°C zaobserwowano prze
kroczenie dopuszczalnej m aksym a ln e j te m p e ra tu ry ko p u ły.
Przeprowadzone obliczenia sym ulacyjne w skazują, że w badanym obszarze pracy obniżanie czasów trw a n ia faz (zw iększanie częstości re w e rsji) przyczy
n ia się do obniżania jednostkow ego zużycia e n e rg ii chemicznej p a liw . N a jn iż sze jednostkow e zużycie w ystępuje na g ra n ic y dopuszczalnych w artości para
m e tró w eksploatacyjnych istn ie ją cych nagrzew nic.
N a rys. 2 przedstaw iono przebieg zm ia n zużycia e n e rg ii chemicznej gazu mieszankowego E N (gaz w ie lkopiecow y i koksow niczy) oraz gazu w ie lko p ie cowego E wp w nagrzew nicach w o dniesie niu do je d n o s tk i p ro d u k c ji su ró w ki w w ie lk im piecu p rz y pracy nagrzew nic z czasem n agrzew an ia dm uchu xD = 1 h.
W raz ze w zrostem te m p e ra tu ry podgrzania dm uchu w zespole nagrzewnic m aleje jednostkow e zużycie gazu w ielkopiecowego, a rośnie zużycie gazu
Rys. 2. Wskaźnik zużycia energii chemicznej gazu mieszankowego (gaz wielkopiecowy i ko
ksowniczy) En oraz wskaźnik zużycia gazu wielkopiecowego EwP w nagrzewnicach Fig. 2. Specific consumption of fuel gases (top-gas and coke-oven gas) En and specific con
sumption of top=gas Ewp in Cowper stoves
bogatego. W y n ik a to z konieczności podwyższenia te m p e ra tu ry spalania w szybie nagrzew nicy.
4. P O D S U M O W A N IE
Podwyższenie te m p e ra tu ry podgrzania dm uchu w nagrzew nicach je s t n a j
bardziej e fe ktyw n ą m etodą zm niejszania zużycia koksu w w ie lk im piecu. W prezentow anej pracy przedstaw iono w p ły w czasu nagrzew ania oraz tem pera
tu r y podgrzania dm uchu w zespole nagrzew nic na zużycie energii chemicznej p a liw odniesione do je d n o s tk i nagrzewanego dm uchu oraz je d n o s tk i p rodukcji su ró w k i w w ie lk im piecu. Podwyższanie te m p e ra tu ry podgrzania dmuchu pow inno się łączyć z obniżaniem czasu nagrzew an ia dm uchu. W badanym obszarze p racy nagrzew nic najniższe jednostkow e zużycie energii w nagrzew
nicach osiąga się p rz y obniżaniu czasu nagrzew ania dm uchu do granicznej w artości dopuszczalnej. Istniejące ograniczenia m ateriałow e ograniczają mo
żliw ości podwyższania te m p e ra tu ry dm uchu do w artości 1200°C.
Praca została w ykonana w ram ach p ro je k tu badawczego n r 9 S 603 052 04 finansowanego przez K o m ite t Badań N aukow ych.
Recenzent: Prof. d r hab. inż. A ndrzej Ziębik W płynęło do R edakcji: 20. 02. 1995 r.
L IT E R A T U R A
[1] Im e r S., H ofm an E.: E n tw ic k lu n g e in ig e r m athem atische r d ig ita le r W inderhitzerm ode lle-Z w eidim ensionale M odelle. A rc h iv fü r des E isenhüttenw esen (1975), H .3.
[2] N ie d e rliń s k i A.: System y i sterow anie. W stęp do a u to m a ty k i i cybernety
k i technicznej. PW N, W arszaw a 1983.
[3] R u sinow ski H.: Model m atem atyczny p rze p ływ u ciepła w nagrzew nicy w ielkopiecow ej w stanie pseudoustalonym . A rc h iw u m H u tn ic tw a (1984), n r 3.
[4] S zargut J. (red.): M odelowanie num eryczne pól te m p e ra tu ry. W NT, W arszaw a 1992.
[5] S zargut J., Cofała J.: V ereinfachtes V e rfa h re n z u r Berechnung des W ärm eübergangs in H o chofen w inderhitzern. Gas-W ärme In te rn a tio n a l (1975), H. 10.
[6] S za rg u t J., G u z ik A.: A n w e n d u n g des D iffe re n zve rfa h re n s z u r Bestim - m u n g der W arm edurchgan gszahl in Regeneratoren. A rc h iv fu r des E ise n h iitte n w e se n (1968), n r 1.
[7] S zargut J., Z ię b ik A.: W p ły w p a ra m e tró w dm uchu i czynników paliw o- w o-redukcyjnych na w s k a ź n ik i energetyczne zespołu wielkopiecowego.
O ssolineum , W rocław 1984.
[8] W illm o t A .J.: The Regenerative H e a t E xchanger C om puter Repre
sentation . In te rn . J o u rn a l o f H e a t and M ass T ra n s fe r (1969), n r 1.
A b stract
The paper presents a m ethod and th e re s u lts o f th e th e rm d y n a m ic analysis o f th e influ e n ce o f th e w a rm -u p tim e o f th e b la s t and its te m p e ra tu re on the o p eration o f C owper stoves and on th e energy characteristics o f th e b la s t-fu r
nace process. In order to d eterm ine th e adm issible range o f e xp lo ita tio n param eters an a n a lytica l-d iscre te m a th e m a tic a l m odel o f a Cowper stove has been applied. The space coordinates are discretized, th e tim e va ria b le re m a in in g continuous. B asing on th is m odel th e b la s t te m p e ra tu re range fo r every w a rm -u p tim e o f th e b la s t has been determ ined.
A p p ly in g th e m a th e m a tic a l model described in th e fo rm e r section s im u la t
in g calculation s have been ca rrie d o u t fo r a set o f th re e operating Cowper stoves arranged in series a t a b la s t-fu rn a c e w ith a volum e o f 3200 m 3. Cowper stoves are equipped w ith an in n e r com bustion shaft. The up p e r p a rt o f the fd lin g is made up o f silica, th e m edium one as w e ll as the bottom p a rt of cham otte. F o r th e considered C owper stoves th e fo llo w in g m a te ria l lim ita tio n s are b in d in g :
- adm issible m a xim u m te m p e ra tu re o f cupola - 1400°C,
- adm issible m a x im u m te m p e ra tu re o f th e com bustion gases leaving the C owper stove - 350°C,
- adm issible m a xim u m te m p e ra tu re a t th e in te rp h a se o f th e silica and cham otte layers - 650°C.
F in a lly - th e paper contains th e re s u lts o f s im u la tin g calculations o f the in flu e n ce o f th e te m p e ra tu re o f p re h e a tin g th e b la s t in Cowper stoves on the fo llo w in g energy ch a racteristics o f a b la st-fu rn a ce p la n t:
- specific consum ption o f th e chem ical energy o f fu e l gases p e r u n it o f blast, - specific consum ption o f fu e l gases (top-gas and coke-oven gas) in Cowper
stoves,
- specific consum ption o f top-gas in C owper stoves.
