開口阻塞比對粉體抑制甲烷爆炸的影響研究*

鄭立剛，李 剛，王亞磊，朱小超，竇增果，杜德朋，余明高

（1. 河南理工大學煤炭安全生產河南省協同創新中心，河南 焦作 454003；2. 重慶大學煤礦災害動力學與控制國家重點實驗室，重慶 400044；3. 河南理工大學瓦斯地質與瓦斯治理國家重點實驗室培育基地，河南 焦作 454003）

瓦斯爆炸是最嚴重的煤礦事故災害之一，每年造成大量的人身傷亡和巨大的財產損失。為此，相關學者在其防災減災方面開展了大量研究工作。惰性氣體、細水霧、多孔介質和粉體等為抑制劑的主動式抑爆措施在煤礦安全中起到了重要作用[1-8]。依據瓦斯抑爆效果與煤礦井下環境條件而言，粉體抑制劑具有優越的抑制效率[3]。粉體材料作為一種具有便于儲存、成本低廉、環保高效特點的抑爆材料，備受專家學者的關注，并在抑爆領域得到了一定程度的應用。研究結果表明：化學抑制型粉體(如二茂鐵、NaHCO3干粉)、物理抑制型粉體(如Al (OH)3、巖粉、硅石)等以單一或協同機制削弱爆炸強度達到抑制甲烷爆炸的目的[3-6]。

真空腔、泄壓口則是泄爆釋放能量的被動措施，亦受到煤礦與化工行業學者關注[9-12]。在輸送可燃氣管道上同時采用主動式和被動式措施能提高抑爆效果。在采取主動式抑爆措施的場所中，也存在不同面積的通風口或者強度薄弱區域，這就自然形成了釋放爆炸壓力的泄壓口，即在釋放抑制劑的受限空間中無法避免主動型和被動型措施同時存在。研究表明，火焰形態不僅受甲烷濃度的影響而且與爆炸空間的尺度、泄壓狀況密切相關[13]。例如，封閉管道爆炸產生的超壓高于部分開口的管道爆炸超壓，且火焰形態比傳統的4 個階段更為復雜[14-15]。泄壓口比例也極大地影響著受限空間的爆炸強度[9]。所以，被動型泄爆措施必然會影響主動型措施的抑爆效果。

近年來，人們在小尺度實驗條件下分別進行了被動泄爆[9-12]和粉體主動抑爆[3-6]的研究，但被動措施（泄爆）對主動措施（粉體抑爆通常以主動措施形式存在）的影響鮮有報道。因此，本文以當量比1 的甲烷/空氣預混氣為研究對象，在5 L 垂直管中開展NaHCO3、Al (OH)3這2 種粉體的4 種質量濃度（0、80、160、240 g/m3）抑制6 組開口阻塞比（0、0.2、0.4、0.6、0.7、1.0）管道內瓦斯爆炸的實驗；通過研究6 組開口阻塞比管內火焰結構、傳播速度及爆炸特征參數，以期望探索出2 種減災模式相互作用機制，為預防可燃氣體爆炸和減輕爆炸危害提供理論依據和數據支持。

1 實驗部分

1.1 抑爆實驗

實驗系統如圖1 所示，包括透明方形有機玻璃管道、配氣系統、噴粉系統、點火系統、火焰圖像采集系統、壓力與光信號采集系統和同步控制系統。管道長500 mm，當φ為0 時，管道開口尺寸為邊長100 mm的正方形，管道下端剛性封閉，管道上端用PVC 膜或盲板密封。質量流量控制器控制通入9.5%甲烷-空氣預混氣持續10 min 以保證3～5 倍容積的預混氣流經管道[16]。隨后關閉進氣和排氣閥，靜置30 s。在此期間將預先制備的9.5%預混氣通至壓縮氣瓶中至0.3 MPa，關閉通氣閥，啟動同步控制器的一鍵觸發按鈕。啟動噴粉650 ms 后，點火系統、火焰圖像采集系統、壓力與光電信號采集系統同時觸發。研究過程中，每組工況都進行3 次以上重復性實驗。

圖 1 實驗系統示意Fig. 1 Schematic diagram of experimental system

1.2 實驗材料

Al (OH)3粉體在高溫下發生分解，放出結晶水，水受熱蒸發進一步吸收潛熱而降低溫度，而分解生成的水蒸氣又可稀釋燃燒區域的氧氣濃度，起到了冷卻與窒息的作用，因此Al (OH)3對瓦斯爆炸的抑制主要來源于是物理作用[5]。相比較而言，NaHCO3受熱除了冷卻、窒息稀釋物理抑制外，其分解產生的部分原子或化合物參與燃燒鏈式反應中，化學抑制作用優于Al(OH)3。本文意在研究泄壓口阻塞比對粉體抑爆性能的影響，探討泄壓口引起火焰動力學對抑爆劑物理化學抑制機制的影響，因此實驗采用抑制機制具有較大差異的兩種粉體。實驗中發現，較大粒徑的粉體抑制效果較差，而較小粒徑粉體又存在無法點火現象。綜合實際抑制效果，本文采用經過標準篩制備的200～220 目NaHCO3粉體和未過篩的Al(OH)3粉體。采用同一粒徑分布的粉體，而粒徑對抑制效率的影響將通過后續具體的實驗進行探究。利用Malvern Sizer 2000 設備測試粒度分布(particle size distribution, PSD)結果如圖2 所示。利用公式：

分別計算粉體粒度的分散性[17]。其中D10代表粉體中有10%的粉體顆粒的粒徑小于此值，另外90%的粉體顆粒大于該值，D50和D90定義與D10類似。NaHCO3的D10、D50、D90值分別為65.5 μm、97.3 μm、141 μm，而Al(OH)3的D10、D50、D90值則分別為1.87 μm、8.93 μm、19.66 μm。NaHCO3粉體分散度σD=0.775 遠小于Al(OH)3粉體分散度σD=1.992，表明NaHCO3粉體顆粒大小均勻性較好。由于Al(OH)3和NaHCO3粉體抑爆實驗結果相似，為避免重復，對爆燃指數Kst、最大超壓峰值pmax、最大升壓速率(dp/dt)max研究時，均選取NaHCO3粉體的抑制曲線為分析對象。

圖 2 樣品的粒度分布Fig. 2 Particle size distributions of samples

2 實驗結果及分析

2.1 火焰結構與傳播速度

分析火焰傳播過程有助于進一步理解物理和化學抑制機制。對于化學粉體來說，其熱分解對抑制效率至關重要[18]。Al(OH)3、NaHCO3顆粒在熱解時會吸收部分爆炸釋放的熱量，熱解產生的水蒸氣降低火焰溫度，降低火焰亮度。火焰進行截取時首先確定在每組工況中處在管內最后時刻的火焰圖像，然后經過Photoshop 軟件進行整體截取火焰區域，最后將完整的圖像粘貼到PowerPoint 里進行局部截圖和同比例的局部放大，圖像處理結果如圖3 所示，Al(OH)3抑制的火焰亮度普遍暗淡。一方面由于金屬氫氧化物的比熱容較高，在爆炸環境中大量吸熱，產生的水蒸氣冷卻作用顯著[19]。另一方面受金屬元素特征光譜影響，Na 發出黃橙色火焰，即使加入少量NaHCO3粉體，火焰亮度都會增強。對于φ為1.0 工況而言，管道封閉不存在泄爆，較其他工況而言除了器壁散熱幾乎不存在散熱效果，也就使得爆炸產生的熱量持續累積，管內溫度大于其他工況（φ=0，0.2，0.4，0.6，0.7），就造成了φ為1.0 的圖像比其他工況（φ=0，0.2，0.4，0.6，0.7）的圖像更亮。由于管壁和顆粒之間的熱交換，管壁處火焰暗淡且邊緣存在消光現象。火焰受抑制作用越大，散失的熱量越多，火焰結構中邊緣消光現象越嚴重。通過觀察所有被Al(OH)3、NaHCO3粉體抑制的火焰，發現其前緣出現撕裂或片狀孤立的火焰。隨開口阻塞比的增加，鋒面的破碎度先增大后減小，φ值0.4 和0.6 之間達到最大。這種規律不受粉體質量濃度及抑制機制類型的影響。

比較3 種NaHCO3粉體質量濃度抑制的火焰結構，發現質量濃度越大，其火焰鋒面出現撕裂與破碎現象越嚴重。以NaHCO3粉體為例分析原因如下：一方面NaHCO3粉體分解吸熱釋放CO2和H2O 形式的揮發物，導致火焰鋒面熱量散失及局部混合物稀釋。另一方面，作為典型自由基清除劑的氣相分解產物（例如Na/NaOH/Na2O）濃度增加，使得反應區中的自由基與氣相分解產物之間的重組反應速率增加。此外，隨著質量濃度持續增加，火焰前沿變得模糊不均勻，火焰前鋒撕裂的情況加劇。例如，抑制劑質量濃度C=80 g/m3的火焰鋒面在側壁附近破碎出現胞絡面。當質量濃度達到160 g/m3時，局部消光出現在火焰前端以及側壁附近。當質量濃度達到240 g/m3時，火焰前鋒撕裂，中心局部出現消光。由此推測，高效率抑制的火焰前沿不連續且破裂度高。同時，受粉體抑制的火焰前沿不再沿管道軸線呈對稱結構，這是由于噴粉時很難做到粉體分布均勻的緣故[20]。

為了更加詳細地研究開口阻塞比對火焰傳播速度v的影響，對四種典型φ值的v值進行比較，如圖4 所示，指形火焰的v值在φ=0.7 時最大，在φ=1.0 時最小，按φ=0.7, 0.6, 0.4, 1.0 的順序依次減小。火焰傳播速度主要來源于火焰前沿未燃氣速度，火焰前方未燃氣的湍流度逐漸增加，速度逐漸增大。由圖4 可知，φ=0.6、0.7 時火焰傳播速度較為接近，表明φ=0.6 的管內湍流度幾乎達到最值。湍流強弱嚴重依賴φ值，即φ值從0 增加至1.0 時湍流度呈現先增大后減少的趨勢。有趣的是，粉體的抑制效率及火焰結構隨φ值的變化規律與湍流度的趨勢保持高度一致。

圖 4 四種開口阻塞比下的火焰傳播速度Fig. 4 The flame tip velocity under four blockage ratios with different powder concentrations

2.2 爆炸特征參數分析

抑爆效果采用Rallis[21]提出的爆燃指數：

以及最大超壓峰值pmax、最大升壓速率(dp/dt)max、超壓峰值下降率δ 進行評估。圖5 為C=0 g/m3時爆炸特征參數，三條曲線走勢相同，即φ＜0.7 時相應特征參數相差不大，φ=1.0 的參數是φ=0.7 參數的7～10 倍。曲線存在拐點φ=0.7，曲線斜率自φ=0.7 處急劇增大。例如，pmax和(dp/dt)max隨開口阻塞比φ值減小而單調下降，即φ=1.0、0.7、0.6、0.4、0.2、0 的值依次減小。由Kst公式可知，爆燃指數正比于(dp/dt)max，所以其變化趨勢等同于(dp/dt)max。管內爆炸壓力升高主要取決于燃燒速率與泄爆速率的共同作用。當阻塞比從0 增加到0.7 時，泄爆時氣流速度逐漸增加(見圖4)，但較大阻塞比意味著泄爆面積減少，總泄爆速率降低，有利于壓力升高。從圖6 可以看出，C=80、160、240 g/m3的爆炸特征參數Kst、pmax、(dp/dt)max變化趨勢與C=0 g/m3的結果相似。因此，開口阻塞比對爆炸特性參數的作用規律幾乎一致，不因粉體質量濃度而改變。總之，開口阻塞比φ值越小，爆炸特征參數Kst、pmax、(dp/dt)max值越小，其爆炸所產生的破壞力也就越小。φ值在0～0.7 區間時爆炸破壞力單調遞增，但增大的幅度較小；φ值大于0.7 之后爆炸破壞力陡增，這種規律同樣不受粉體質量濃度及粉體類型的影響。所以，現實受限空間應盡可能避免出現高開口阻塞比結構。

圖 5 NaHCO3 質量濃度C=0 g/m3 時封閉端爆炸參數Fig. 5 The explosion parameters at the lower end with C=0 g/m3

圖 6 NaHCO3 抑制時封閉端超壓峰值及最大升壓速率Fig. 6 The pmax and (dp/dt)max at the lower end with NaHCO3

定義超壓峰值下降率δ 為有無粉體時的pmax差值與無粉體時pmax的比值。Kst、pmax、(dp/dt)max有效地評估了爆炸強度，而δ 直觀地體現了開口阻塞比對粉體抑爆效率的影響。本文2.1 節已經揭示了火焰結構的破碎度隨φ值的關系，得到了與圖7 高度一致的結論。火焰破碎度及δ 值隨開口阻塞比的變化走勢一致，且最大火焰破碎度及最大δ 值出現在開口阻塞比0.4 和0.6 之間(圖3 和圖7)。

圖 7 封閉端超壓峰值下降率Fig. 7 The drop rate of pmax at the lower end as a function of the blockage ratio

在圖7 的基礎上，以相鄰質量濃度引起的δ 增量δ|C=160-δ|C=80、δ|C=240-δ|C=160為參量，分析質量濃度對抑制效率的作用程度隨φ值的變化。由表1 可知，質量濃度C從80 g/m3增加到160 g/m3時的δ 增量（δ|C=160-δ|C=80）大于質量濃度從160 g/m3到240 g/m3時的δ 增量（δ|C=240-δ|C=160）。這說明，粉體質量濃度越高，抑爆效率越好；但在高濃度區間增加粉體質量濃度引起的抑爆效率增加低于低濃度區間，即濃度越高，濃度間抑制效果差值越小，表明濃度效應相對在減弱，如表1 所示。

表 1 不同工況下超壓峰值下降率增值的比較Table 1 Comparison of the increment in the drop rate of pmax with different experimental conditions

3 抑爆作用機理分析

結合圖3 和圖7 可知，隨開口阻塞比的增加，粉體的抑制效率δ 及火焰鋒面的破碎度先增大后減小，在φ值0.4 和0.6 之間達到最大。阻塞比φ通過影響管內流場的湍流度以及粉體顆粒間的凝并狀態改變粉體的抑爆效率。當φ從0 增大到0.7 時，火焰前方未燃氣的速度逐漸增大(見圖4，火焰傳播速度主要來源于火焰前沿未燃氣速度)，湍流度逐漸增加；當φ從0.7 增大到1.0 時，泄爆面積急劇減小，使管內湍流度減小。一方面，增大的湍流度使粉體在反應區停留時間及火焰經過預熱區的時間越短，粉體的抑爆效率下降；再者，湍流輸運有利于傳熱傳質，增大了粉體抑爆效率。另一方面，粉體顆粒間普遍存在兩種團聚狀態：軟團聚和硬團聚[22]。范德華力是顆粒軟團聚的根本原因[23]，增大的湍流度促使管內粉體顆粒劇烈運動，而顆粒劇烈的運動減弱了因吸引力造成的凝并程度[24]。當φ從0 增大到1.0 時，管內湍流度先增加后減少，使顆粒軟團聚程度先減少后增加，進而因軟團聚引起的抑制效率先增加后減少，因此中等阻塞比的抑制效率最佳。Eckhoff 等[24]、李國棟等[25]認為羥基層間的化學反應是硬團聚的根源。化學反應進行的程度與顆粒在火焰中的停留時間（即火焰傳播速度v)有關，φ=0.7 的火焰傳播速度大于φ為0.4、0.6 的火焰傳播速度（見圖4），這將減弱顆粒間的化學反應(如OH·基間聚合反應)，進而極大地降低了抑制粉體效率。因此，中等φ值(0.4～0.6)的抑制效率最佳，火焰破碎度最大。由此推斷火焰結構及抑制效率是由隨φ變化的湍流度和軟硬團聚共同競爭的結果。

粉體的抑制效率與抑制機理密不可分。由圖8 可知，Al(OH)3參與自由基反應較弱，主要通過物理機制抑爆；而NaHCO3可能通過物理抑制和化學機制抑爆。理論上，偏重于物理抑制的Al(OH)3與化學抑制顯著的NaHCO3兩者的抑制效率本應相差很大。但由圖7 可知，總體上，兩種粉體的抑爆效率相近。這是因為粉體粒徑會影響抑爆機理。NaHCO3如要發揮化學抑制，它首先必須能分解形成氣態NaOH(g)。理論分析證明，NaHCO3在甲烷預混火焰中的臨界分解直徑為16 μm[20]，本文中NaHCO3索特爾直徑D32=92.7 μm，因此NaHCO3在反應區中難以完全分解。一方面，Al(OH)3索特爾粒徑(D32=4.139 μm)遠小于NaHCO3索特爾粒徑，依據顆粒升溫速率反比于顆粒直徑的平方(dTp/dt∝)；且較小粒徑的Al(OH)3顆粒與爆炸流場之間的速度滑移小（顆粒與氣流速度差），在反應區中的停留時間更長，所以Al(OH)3顆粒較NaHCO3顆粒吸熱速率要快得多；而Al(OH)3的熱容(cp=1.17 J/g·K)與NaHCO3的熱容(cp=1.04 J/g·K)相近，因此在質量濃度C相同時，Al(OH)3的吸熱能力(CcpdTp/dt)高于NaHCO3。據此可以推斷，NaHCO3仍然發揮了一部分化學抑制作用。盡管NaHCO3平均粒徑D32遠大于臨界分解直徑，但仍然有一部分NaHCO3顆粒能夠在后燃燒區部分或完全分解，形成的氣態NaOH 反向擴散到反應區，參與自由基重組反應。因此，兩者粉體的抑制效率差別不大。另一方面，某些阻塞比下Al(OH)3的抑制效率優于NaHCO3，這表明阻塞比能夠改變粉體的抑制效率。管內顆粒存在沉降現象，并且小粒徑的Al(OH)3顆粒沉降程度弱于大粒徑的NaHCO3。由于φ為1.0 時的湍流度較其他阻塞比而言較小，大粒徑的NaHCO3粉體更易沉降（顆粒沉降方向與未燃氣流動方向相反），使得偏重于物理抑制的Al(OH)3在湍流度較小的工況(φ=1.0)下其抑制效率反而較好（圖7）。除此之外，比較封閉端所有阻塞比的抑制效率發現，φ在0.4 與0.6 時，即湍流度較高的工況，Al(OH)3的抑制效率也較好，這是由于小粒徑Al(OH)3顆粒與爆炸流場之間的速度滑移遠小于NaHCO3顆粒，使其在反應區的停留時間更長，Al(OH)3顆粒有更充分機會與反應區發生熱量交換。

文虎等[5]的研究表明1.3 μm 的Al(OH)3最佳抑爆粉體質量濃度為250 g/m3。本文采用最高質量濃度240 g/m3且粒徑遠大于1.3 μm 的Al(OH)3。NaHCO3質量濃度的抑制效率同樣沒有達到飽和（見圖6）。因此這兩種粉體的抑制效率會隨著質量濃度的增加而逐漸增加。從表1 可以看出，抑制效果隨著粉體質量濃度增加而相對地減弱。在粉體粒子處于低濃度區域時，熱阻低，反應區的熱量更容易傳導到粒子云內部，粒子云內部顆粒都能有效吸收反應區熱量，使粒子云中顆粒處于單顆粒吸熱分解模式；在高粉體質量濃度下，顆粒的體積荷載增加，這導致粒子間空間的減少，熱阻增加，限制了反應區的熱量向粒子云內部擴散[26]，從而只有粒子云外圍的顆粒才能有效受熱分解，而粒子云內部的顆粒不能有效受熱分解，粉體顆粒呈粒子云外鞘分解模式，如圖8 所示。在單顆粒吸熱分解模式下，粒子云中的每個粒子都可以被周圍火焰獨立分解；在外鞘分解模式下，粒子云中的內部顆粒不能有效分解。隨著粉體質量濃度的增加，粒子云半徑增加，增大了熱量向粒子云內部擴散的特征時間，粒子云外鞘分解模式程度加劇[27]。因此，粉體顆粒分解模式取決于顆粒質量濃度。在各個開口阻塞比作用下，160 g/m3的分解效果比240 g/m3的分解效果好，高濃度抑制效果相對地弱化。

圖 8 NaHCO3 與Al(OH)3 粉體抑爆機理示意Fig. 8 Mechanism illustration of the methane explosion suppression by NaHCO3 and Al(OH)3 powders

4 結 論

（1）隨著開口阻塞比φ的增大，火焰鋒面的破碎度先增大后減小，在φ處于0.4 和0.6 之間達到最值。提高抑爆粉體的質量濃度，火焰前鋒撕裂度大。這是由于變化的湍流度和粒子自發凝并改變了粉體抑制效率。綜合分析可得：高效率抑制的火焰前沿不連續且破裂度高。

（2）爆炸特征參數Kst、pmax、(dp/dt)max隨著開口阻塞比φ增加單調上升，φ= 0.7 是一個拐點。無論是偏重于物理抑制作用的Al(OH)3還是偏于化學抑制作用的NaHCO3，粉體的抑制效率隨開口阻塞比變化規律不變。最大爆炸超壓下降率δ 表現出相同的規律，即隨著φ增加，δ 值先增加后減小。在φ處于0.4 和0.6 之間時，δ 值達到最大。這歸因于泄爆產生的湍流及粉體團聚機制對抑制的兩個相對作用。綜合以上兩條結論可知，采取過抑爆措施的爆炸危險空間，其開口阻塞比處在0.4 至0.6 之間時抑爆措施能達到最佳的減災效果。

（3）總體上，Al(OH)3和NaHCO3兩種粉體的抑爆效率相近。考慮到兩者的比熱容相近，因粒徑差異，Al(OH)3的升溫速率遠高于NaHCO3，推測NaHCO3發揮了一定的化學抑制作用。在某些阻塞比（如φ=1.0）下，阻塞比引起的低湍流影響著粉體顆粒的沉降行為，使得Al(OH)3抑爆效率優于NaHCO3。

（4）當粉體質量濃度從80 g/m3增加到240 g/m3時，δ 差值逐漸減少，表明濃度效應越來越弱，即在高濃度區間提高粉體質量濃度對提高抑爆效率有限。結合粉體抑爆機理可知：抑制劑濃度較高時，熱阻越來越大，增大了熱量向粒子云內部擴散的特征時間，火焰的熱量不能擴散到粒子云的中心，從而使內部粒子不能完全分解，從而起不到抑制作用。