影响NSP窑产量的主要因素
1 公式介绍
《水泥技术》1999年第4期刊登了于兴敏等同志的文章“现代预分解窑产量计算公式”。该文称，自1983年至1987年发表的4种计算窑产量的经验公式，均与目前情况不符，其计算值大体偏低。于是重新统计归纳出一个以Di(窑内径)和L(窑长度)为参数的公式(下称“津”式):
此式无疑较过去的公式更符合目前各新窑的情况，因为近20年来，预分解窑的技术进步导致了窑的单位容积产量的提高，经验公式当然应有变更。然而仅以窑的直径和长度为窑产量的参数，可能过若干年，经过技术进步，公式还得进一步修改。
我们也有过类似的经验。考虑到带悬浮预热器(有或没有分解炉都一样)的回转窑的单位容积产量决定于入窑物料的表观分解率(fb)和升温速率、烧成温度等参数，而升温速率与窑的长径比有关，L/D愈小，则升温速率愈快；烧成温度的高低则可用物料硅酸率来表达，SM愈高，需要的烧成温度也愈高。所以我们也用回归法并加上fb、SM和与L/D有关的指数，经过数次修改，建立了一个估算窑的单位容积产量的公式:
| 厂名 | 窑容积 V/m3 | L/D | 额定产量 G×1.1/(t/d) | GV′/ 〔t/(m3·d)〕 | GV/ 〔t/(m3·d)〕 | 说明 |
| JD | 1 095 | 15.74 | 4 400 | 4.01 | 3.88 | 80年代初期建设，留的富余能力不多 |
| Ng | 1 090 | 15.96 | 4 400 | 4.03 | 3.88 | 80年代初期建设，留的富余能力不多 |
| ZJ | 1 114 | 15.76 | 4 400 | 3.94 | 4.01 | 当fb=87%时，GV′=GV,80年代后期建 |
| LZ | 919 | 14.94 | 3 520 | 3.83 | 3.87 | 下一节详细讨论 |
| DYU | 1 846 | 15.50 | 7 920 | 4.29 | 4.36 | 6级SP，fb取92% |
| SHX | 425 | 10.81 | 2 200 | 5.17 | 5.55 | 如SM=2.5或fb降至92%，GV=5.14， 说明有较大富余能力 |
| JY | 1 085 | 11.53 | 6 050 | 5.57 | 5.55 | 90年代中期建成，目前达5 700t/d |
| HLH | 554 | 14.20 | 2 200 | 3.97 | 3.88 | 当SM=2.3时，GV=3.66，故基本上没有余力 |
| JF | 316 | 15.60 | 1 100 | 3.48 | 3.88 | 设计SM=2.4，GV=3.44，尚可达产 |
| 报价 | 253 | 12.50 | 1 100 | 4.34 | 4.62 | 显然比JF容易达产 |
| BSH | 255 | 16.0 | 600 | 2.35 | 2.08 | SP五级，详述于下节 |
注：1.GV′=(G×1.1)/V；2.SM=2.7，fb根据SP级数据及L/D分别设计为85%、90%、95%。
2 举例
现在用LZ和BSH两厂的情况，进行讨论:
1)LZ投产初期，由于原料条件所限，SM仅为2.2，fb=85%，L/D接近15，V=919m3。
用(1)式计算出GV=(2.2/2.9)e0.0168×85=3.16t/(m3·d)
日产量3.16×919=2900t/d，达不到额定的3200t/d的生产能力，实际产量在3000t/d左右。在曹辰和陈全德等专家指导下，改造了分解炉，fb可稳定在90%。工厂也将SM提高到2.3～2.4，按(1)式计GV=(2.35/2.9)e0.0168×90=3.67t/(m3·d)，于是达产达标，可以认为改造是十分成功的。但是假设有条件将SM提到2.7(按国外一般水平计)，fb仍为85%。则按(1)式计GV可达3.87t/(m3·d)。笔者并不是否定改造分解炉的必要性，而只想说明在类似的情况下，不妨先做一下两种方法的技术经济比较。
2)BSH厂由国外某水泥公司承担用5级SP代替立筒预热器的改造并承诺日产可达600t/d。该窑尺寸为Φ3m×48m(V=255m3)。经试生产后达不到600t/d。该公司对物料进行了易烧性研究将SM提到3.0，最后勉强能达到指标。用(1)式计算，fb=48%～50%时SM=3.0，GV=2.39t/(m3·d)。
总之，我们可以看出SM的重要性。但是如果窑燃烧器不能适应SM也不行。提高SM和烧成温度不但对产量有利，而且还有利于提高水泥的强度。
王善拔教授认为SM的计算公式应修正为:SM=SiO2/(Al2O3+Fe2O3+0.5MgO)，以反映MgO对SM的影响。笔者认为当MgO<1.5%时可以不作修正，在上式的基础上可改为:SM=SiO2/〔Al2O3+Fe2O3+(MgO-1.5)〕。这一点对某些采用高镁原料的厂选取SM时应予注意。
3 讨论
1)提高SM会不会引起飞砂料的出现。
飞砂料形成的主要原因在于后过渡带增长并后移。新生态CaO和部分贝利特结晶，使阿利特形成困难，需要较高的温度和时间，加上液相不易粘结物料，所以C3S、C2S晶体尺寸偏大并有飞砂。
当然，SM太高使烧成温度需要太高也不行。但SM在2.7左右，一般不会由于液相太少而引起飞砂料(这里要说明铝氧率也很重要，但应顾及混凝土使用问题，须作专门讨论)。
2)上述飞砂料主要成因在于后过渡带增长并后移，其原因在于入窑物料分解率过高。所以在窑的长径比L/D较大时不宜将fb提得过高，L/D≥15时fb≯90%较宜。窑长径比值大而fb又高，不但有形成飞砂料的风险而且还因热工制度波动而在距窑头(10～11)D左右有形成结圈的可能。我们在国外曾有过这种教训。
3)(1)式除了凸现fb、L/D(升温速率)、SM(烧成温度)等参数对窑产量的作用外，还可以用来推断设备供应商的设计思想。如XJ供原窑尺寸为Φ3.8m×40m，V=390m3，则GV=2200/390=5.64t/(m3·d)，按(1)式SM取2.7计，fb=95.8%，显然很难适应工厂原料条件和操作水平。工厂和设计院坚持改为Φ4.0m×43m。在SM=2.6条件下(原料条件适合)，fb≤92%。所以我们的意见比KHD要符合实际。
4)(1)式还可用来估计L/D=10左右短粗窑的最高日产量。按机械制造的角度来看，窑径不宜超过6m。则短粗窑最大尺寸约为Φ6.0m×66m，V=1624m3。按(1)式，设SM=2.7，fb=95%，GV=5.55t/(m3·d)。则窑的保证产量为:
G=5.55×1624/1.1=8194t/d
也就是说最高达不到8500t/d。所以近来的趋势是将L/D放宽到12.5左右。
5)用(1)式，取L/D=12.5，fb=92%(前面已述太高的fb有不利一面)，SM=2.6，可以计算窑的系列尺寸，见表2。
| 窑尺寸/m | 保证产量 | 有潜力达到产量 | 按津式计算值 |
|---|---|---|---|
| Φ3.2×40 | 1 000 | 1 130 | 1 015 |
| Φ3.6×45 | 1 500 | 1 650 | 1 528 |
| Φ3.9×49 | 2 000 | 2 170 | 2 016 |
| Φ4.6×58 | 3 300 | 3 700 | 3 538 |
| Φ4.9×62 | 4 000 | 4 500 | 4 382 |
当然，也可以根据要求和原燃料条件，利用(1)式估算窑的尺寸。从表中看出用(1)式和津式计算的结果基本一致。但是窑径愈大时按津式计算值与(1)式计算值比相对偏高愈多，然而还小于有潜力达到的产量计算值，说明窑愈大相对容易达产达标。
4 结论
1)任何计算窑产量的经验统计式，都会随技术进步而作修改。
2)提高窑产量的主要因素为入窑物料分解率fb、烧成温度(用SM表示)和升温速率(用L/D的函数表示)。
fb需受L/D的制约，以避免可能产生的飞砂料或结圈。SM的高低受燃烧器品种规格的制约。
3)短粗窑优点很突出，但也有日产量不宜超过8500t/d的缺点。目前似有将L/D定在12.5左右的趋势。可以适当降低入窑物料分解率(譬如在92%左右)并有利于窑的运转寿命。
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