瓦斯煤塵爆炸特性及抑爆方法研究進展

聶百勝教授 王曉彤 宮 婕 尹斐斐 彭 超

(1.中國礦業大學(北京) 應急管理與安全工程學院，北京 100083；2.共伴生能源精準開采北京市重點實驗室，北京 100083；3.煤炭資源與安全開采國家重點實驗室，北京 100083)

0 引言

煤炭是我國能源的主體，由于煤炭生產的高效集約化發展以及煤礦復雜的地質條件，使得瓦斯煤塵爆炸等災害事故成為制約煤炭開采技術發展的重要因素，嚴重威脅煤礦的生產安全。據統計，近20年來，我國發生煤礦重特大事故620余起，其中煤塵瓦斯爆炸事故360余起，共造成5 600多人死亡，給煤礦的安全生產帶來極大的威脅。如：2014年遼寧省恒大煤業發生重大煤塵爆燃事故，造成28人死亡，50人受傷，直接經濟損失6 668.16萬元；2016年重慶市金山溝煤業發生重大瓦斯爆炸事故，造成33人死亡，1人受傷，直接經濟損失3 682萬元。可見，瓦斯煤塵爆炸不僅造成人員傷亡，也帶來巨大的財產損失，因此研究瓦斯煤塵爆炸規律并找到抑制方法勢在必行。

國內外學者對于瓦斯煤塵爆炸特性展開大量研究，分析總結瓦斯煤塵爆炸的特性規律和機理，為進一步的研究提供理論基礎。Ajrash等研究點火能量和煤塵濃度對甲烷/煤塵混合燃燒壓力以及火焰傳播速度的影響，結果表明提高初始點火能量能加速火焰前沿傳播和壓力波增大。Moon等和曹衛國利用同步熱分析法研究煤塵火焰燃燒過程及特性。Liu等通過對幾種不同煤塵樣品進行爆炸試驗研究發現煤粉粒徑和濃度與爆炸過程密切相關，即粒徑越小其爆炸速度越快，且不同粒徑煤塵最佳爆炸濃度為370～480g/m。Li等采用20L標準爆炸球，研究H、CH、空氣和CH、煤塵、空氣混合物以及固體爆炸產物的爆炸特性，結果表明CH、煤塵、空氣混合物爆炸參數隨甲烷含量增加呈現先增后減的趨勢。在前人的研究成果基礎上，本文研究瓦斯、煤塵爆炸的宏觀特性，定量分析煤塵爆炸氣固產物以及表面官能團變化等微觀規律，并且提出利用圖像相關系數計算瓦斯爆炸火焰速度的方法并精細分析火焰動態傳播特征，建立利用輻射測溫原理計算火焰傳播過程的溫度場。

瓦斯煤塵爆炸是煤礦重大事故之一，經常發生多次連續爆炸，造成嚴重傷亡，因此尋找有效可靠的抑爆方式成為目前煤礦安全生產急需解決的研究目標。Zhang等通過一系列實驗研究多層金屬絲網結構對連接容器中甲烷—空氣混合爆炸的抑制作用，結果表明相同網格數情況下層數越多，抑爆效果越好，且7層60目絲網結構抑爆效果最好。Cui等通過一系列實驗研究金屬絲網對連接管道的球形容器內CH-空氣混合爆炸的雙重抑制作用，結果表明二次抑爆效果優于單次抑爆，其效果隨絲網層數的增加而變強，且金屬絲網的放置位置也對抑爆效果有一定影響。張巨峰等基于橫截面積為200mm×200mm的方形實驗管道研究多層金屬絲網條件下預混可燃氣體爆炸火焰傳播，結果表明多層金屬絲網對預混可燃氣體爆炸火焰傳播具有很大的影響，可以淬熄較弱火焰。由上述研究可看出近年來多孔介質對火焰淬熄作用以及衰減效能引起了國內外專家的重視，但多集中于金屬絲網對氣體爆炸火焰的研究，而有關泡沫陶瓷對瓦斯爆炸火焰傳播影響規律較少。JF等為揭示泡沫陶瓷抑制瓦斯爆炸的機理，應用VHX-600超深三維顯微鏡對泡沫陶瓷微觀結構進行測量和分析，然后結合鏈式反應和壁面效應理論，量化氣體爆炸反應和泡沫陶瓷壁面效應。而本文主要針對泡沫陶瓷種類、厚度及孔隙大小來研究其多因素對瓦斯多次連續爆炸的抑制作用。該研究結果對于抑制瓦斯煤塵爆炸具有重要理論支撐和實踐意義。

1 瓦斯爆炸特性研究

1.1 基于輻射測溫的氣體爆炸火焰溫度分析

溫度是分析火焰傳播規律的一項重要參數，通常學者采用熱電偶來進行測溫，但由于熱電偶所測溫度局限于某點處的溫度，故本文利用位于爆炸管道透明窗口高速攝像機拍攝的圖像來獲得更加詳細的溫度信息，提出一種用輻射測溫法計算預混氣體爆炸火焰溫度分布的方法，該方法的主要思想即為建立圖像灰度與火焰溫度之間的關系式。

如果物體溫度高于絕對零度(-273.15℃)，內部電子振動向周邊發射電磁波的現象被稱之為熱輻射，物體在發射電磁波過程中還可以吸收周圍其他物體發射的輻射能。而能夠吸收所有入射輻射能的物體則稱為黑體，其光譜輻射強度可用普朗克輻射定律表示：

(1)

黑體輻射率用Stefan-Boltzmann定律表示為：

(2)

但真實物體并不是黑體，故本文引入灰體，灰體的發射率

ε

(

λ

,

T

)與波長無關，故

ε

(

λ

,

T

)=

ε

(

T

)，總發射率

ε

即為絕對溫度

T

的函數。由于灰體的輻射能量分布有著黑體均勻輻射的特性，管道內火焰輻射特性接近灰體輻射，因此可將氣體爆炸火焰視為灰體。可將式(2)改寫為：

(3)

式(3)則為輻射測溫的基本公式，火焰在管道中的輻射率

L

(

T

)可通過高速攝影機的光電傳感器和電路轉換為火焰圖像的亮度(圖像灰度，

N

(

T

))且

L

(

T

)與

N

(

T

)之間存在正比線性關系。假設管道每邊的可見光與紅外光輻射強度比例一致，則式(3)可以改寫為：

N

(

T

)=

Cε

(

T

)

σT

(4)

N

(

T

)∝

ε

(

T

)

σT

(5)

式中：

N

(

T

)—火焰圖像中像素的灰度；

C

—比例系數；

ε

(

T

)—管道內火焰總輻射率。如果

T

表示高灰度

N

的對應溫度，

T

表示低灰度

N

的對應溫度，則由式(5)可得：

(6)

假設總發射率

ε

與溫度

T

呈線性關系，且當火焰溫度為2 300K時

ε

取0.79，當火焰溫度為1 473K時

ε

取0.52，利用上述2組數據構造出總發射率與溫度的函數關系式，從而計算其他溫度下的發射率，其關系式為：

ε

=3.265×10

T

+3.896×10

(7)

將式(7)代入式(6)，得到式(8)：

(8)

(9)

通過測量某一高灰度圖像像素點的最大溫度

T

和灰度

N

，可以得到某點低灰度

N

的對應溫度

T

。然而不同物體有不同的總發射率，只有分子結構呈現偶極運動的氣體，其輻射率才可以出現在光譜波長為380～780um(可見光)的范圍內。分子結構呈非極性對稱的氣體，如N、H、O在低溫下基本看不見輻射；具有極性分子結構的氣體，如CO、HO、CO、HCI和碳氫化合物，其輻射發生在不連續窄帶的某個范圍內，有時很弱。在預混氣體爆炸火焰中，CO和HO是主要的輻射源，但HO和CO是非灰發射器，其發射率是路徑長度的函數，故本文將波長變化引起的誤差歸結為發射率的誤差，因此可以簡化計算模型。取

T

為973.15K時CO和HO的總發射率

ε

為0.256，

T

為1 300k時

ε

為0.182，則以上2組數據上火焰總發射率與溫度的線性關系如式(10)所示。

ε

=-1.227×10

T

+0.375 4

(10)

將式(10)代入式(6)，得式(11)，即為上火焰圖像灰度與溫度的關系。

(11)

通過灰度與上行的關系分析計算下行火焰溫度，則需要先計算上行火焰和下行火焰的邊界。從火焰傳播圖像可知，上下火焰圖像的灰度差異較大，因此邊界可以認為是灰度差異最大的位置，在圖像處理中稱為亮度邊緣。灰度圖像中點、線、邊緣檢測主要有2種方法：差分檢測和模型擬合，則可以通過差分檢測來計算上行和下行火焰圖像的邊界。空間處理中原始圖像

F

(

j

,

k

)生成空間變化較大的差分圖像

G

(

j

,

k

)，然后通過差分檢測來檢測出差異顯著的像素位置。利用式(11)和上述檢測邊界的方法可以計算出預混氣體爆炸火焰在窗口的二維投影溫度分布，即瓦斯爆炸火焰的溫度等溫線，如圖1。

圖1 火焰溫度場分布圖Fig.1 Flame temperature field distribution

另外，將計算的爆炸火焰平均溫度與熱電偶測量的實驗結果進行比較(如圖2)，發現兩者曲線規律較為接近，從而驗證計算溫度方法的正確性和可行性。實驗結果表明火焰前緣溫度在剛開始時急劇上升，然后上升速率逐漸減慢，直至達到最高溫度，并在最高溫度保持穩定一段時間后開始下降。并且火焰前沿的化學反應最強烈，在大量離子的作用下使得反應物在火焰前沿不能完全反應并成團聚集，導致達到最高溫度的時間滯后于火焰前沿。該方法克服了熱電偶只能在單點測量溫度和紅外攝像機成像速度慢的缺點，從火焰圖像中獲得瓦斯爆炸溫度場，可廣泛應用于爆炸火焰傳播領域，為瓦斯爆炸規律的研究提供理論基礎。

圖2 測量和計算的火焰溫度曲線圖Fig.2 Measured and calculated flame temperature curves

1.2 基于圖像處理的瓦斯爆炸火焰傳播速度分析

研究瓦斯爆炸火焰的動態變化常采用火焰速度測量系統和粒子圖像測速法(PIV法) 測量火焰傳播速度和用高速攝影技術拍攝瓦斯火焰傳播特征。利用高速攝影技術可以直觀觀測火焰傳播規律，但由于爆炸過程中火焰速度極端不穩定和火焰結構不斷變化，因此很難對火焰傳播規律進行量化。目前一些研究人員開始采用圖像處理的方法分析瓦斯爆炸火焰傳播規律，但其測量和計算的主要是火焰前鋒傳播速度，本文將采用圖像相關系數法計算和分析瓦斯爆炸過程中火焰速度的動態變化特征。首先對原始圖像進行預處理，把圖像四周受影響的邊緣部分進行裁剪，從而減少誤差，如圖3。

圖3 相鄰兩張瓦斯爆炸火焰圖像預處理前后對比Fig.3 Comparison of two adjacent flame images of gas explosion before and after preprocessing

假設火焰傳播速度為80m/s，火焰完全穿過視窗的時間為2.5ms，但高速攝影機采樣周期為0.5ms，滿足采樣定理的要求，故所得數據才更加真實可靠。采樣定理是指當采樣頻率不小于信號中最高頻率的2倍時，采樣后的數字信號可以完整的保留原信號的信息，公式表示為：

f

≥2

f

(12)

式中：

f

—采樣頻率；

f

—信號頻率。若取Δ

T

為采樣時間間隔，則：

(13)

由于采樣頻率很高，相鄰2張圖像中的火焰像素及形狀變化極小，則可假設瓦斯爆炸火焰傳播過程中相鄰2幅圖中相同位置的亮度和形狀保持不變，然后分別對相鄰2幅圖像進行裁剪(如圖4)，得到2幅圖像在裁剪過程中的相關系數。數字圖像實質上是一個整數矩陣，矩陣中的每個元素即代表相應的圖像像素：

(14)

假設圖像大小和灰度值域是有限的，則可將圖像

f

(

x

,

y

)和

g

(

x

,

y

)的相關系數定義為：

(15)

式中：

r

—相鄰2圖像的相關系數；

σ

—2個矩陣的協方差；

σ

σ

—分別為陣的均方差。

(16)

圖4將火焰反向傳播時相鄰的2幅圖像，分別將第一幅圖像右側和第二幅圖像左側沿著單位長度(圖像中的單位像素)同時進行裁剪，裁剪的單位像素列數分別記為1，2，…，

N

，…，[

N

/2]，每裁剪單位像素就求取2幅圖的相似系數

σ

，

σ

，…，

σ

，…，

σ

/2。若裁剪單位像素列數為

N

時得到2幅圖的相關系數最大，即為：

σ

=max[

σ

],

i

=1,2,…,[

N

/2]

(17)

式中：

N

—火焰在圖像中運動的像素距離。

圖4 相鄰2幀火焰傳播圖像的裁剪Fig.4 Cropping of flame propagation images of two adjacent frames

由于事先無法確定火焰傳播方向，需將正反方向裁剪圖像的相關系數進行計算并找出最大相關系數，相關系數一般呈現先增后減的趨勢，當其達到最大時，其像素將代表火焰位移的縮影，但需要用系數

k

轉換為實際位移(Δ

L

)，從而求解火焰在整個傳播過程中任意部分的火焰傳播速度，其計算公式為：

v

=Δ

L

/Δ

t

=

N

k

/Δ

t

(18)

本文采用上述方法計算了甲烷濃度分別為8%、9.5%和11%時的火焰動態傳播速度，揭示了甲烷在管道中爆炸時的火焰傳播規律。由圖5可看出火焰經歷一個不穩定的傳播過程，其經歷4個階段，即連續加速、減速、反向加速和減速。這是因為管道兩端為封閉狀態，火焰撞擊管道一端后反彈回來，因此火焰存在反向傳播，并持續振蕩，火焰反向速度有時大于前進速度。另外，由圖5中可以看出9.5%甲烷的最大速度低于8%和11%甲烷的最大速度，不同甲烷濃度下火焰加速機理可能存在細微差異，即8%和11%的爆炸在火焰波初始階段的加速能力可能高于9.5%，而9.5%甲烷在后一階段時其未燃混合物的燃速較高。

圖5 不同甲烷濃度下的火焰速度Fig.5 Flame velocities at different methane concentrations

火焰是立體傳播，為了更加細觀研究瓦斯爆炸火焰的傳播規律，又針對火焰圖像分別進行縱向和橫向的裁剪等分計算(如圖6)，然后計算出不同部分的火焰傳播分速度變化。通過分析圖像等分后速度的變化趨勢發現其變化趨勢與整體速度變化較為符合，從而驗證相關系數法的正確性。另外通過對其橫向和縱向等分計算結果分析發現前方火焰傳播速度有滯后性，且各部分由于受壓力、化學動力影響較大，其分速度變化規律也各不相同。該圖像細化處理方法為研究瓦斯爆炸火焰傳播速度提供新思路。

圖6 圖像2等分和4等分示意Fig.6 Image 2 bisection and 4 bisection schematic

1.3 瓦斯爆炸火焰分形特性研究

甲烷爆炸是一個復雜的物理化學過程，且對其進行定量分析十分困難。分形維數的變化率可以定量地反映爆炸化學反應強度，但目前對甲烷爆炸火焰幾何分形特性研究主要集中在分形維數1～2之間，很少考慮分形維數在2～3之間的問題。故本文采用高速攝像機拍攝5種甲烷濃度(8%、9.5%、9.7%、10%、11%)爆燃火焰圖像，并利用分形理論對火焰圖像分析，從而研究火焰傳播規律。

對于二維圖像，可以將像素的灰度作為其空間深度，從而形成三維空間，因此可以將基于三棱柱表面積的分形維數方法引入二維圖像的研究中。選取一些正方形(

δ

×

δ

)覆蓋一幅二維數字圖像，通過正方形

h

(

i

,

j

)、

h

(

i

,

j

+1)、

h

(

i

+1,

j

)、

h

(

i

+1,

j

+1)4個頂點的灰度值確定A、B、C、D的位置(如圖7)。通過公式(19)計算正方形中心的灰度值并根據4點的位置確定E點位置：

(19)

圖7 TPSA方法示意圖Fig.7 Schematic diagram of TPSA method

三角形ABE的面積為：

(20)

式中：

l

=(

a

+

b

+

c

)/2；

同理計算三角形ACE、CDE、BDE的面積，則總面積可表示為：

S

,=

S

+

S

+

S

+

S

(21)

對于二維數字圖像，3個棱柱形的總表面積可表示為:

(22)

式中：

N

(

δ

)—覆蓋整個二維數字圖像的方格數。在分形幾何中，TPSA與正方形邊長和二維圖像分形維數(D)之間存在如下關系:

S

(

δ

)∝

δ

2-

(23)

D

=2-

b

(24)

根據TSPA的定義可知，火焰表面分形維數

D

表示圖像中每個像素的灰度值不同。

D

值越大，爆炸圖像各區域均勻性較差，火焰表面復雜程度高，瓦斯爆炸反應更加強烈。因此對火焰表面圖像分形維數的研究有助于了解甲烷爆炸火焰的內部化學反應強度。本文計算不同濃度甲烷爆炸圖像的分形維數，由實驗可知不同甲烷濃度下傳播火焰的分形維數呈現出相似變化規律，即分形維數變化率在振蕩前先達到一個正的最大值，然后逐漸趨于0。不同甲烷濃度最大維數變化規律則(見表1)為

D

>

D

>

D

>

D

>

D

，則當甲烷濃度接近化學計量濃度時，分形維數更接近2.293 7，爆炸反應最為強烈，這對甲烷爆炸中火焰傳播的動力學特性有一定的指導意義。

表1 火焰分形維數Tab.1 Fractal dimension of flame

1.4 瓦斯爆炸化學動力學分析

化學動力學計算軟件CHEMKIN為研究瓦斯爆炸機理及其影響因素提供一種有效的方法。本文基于CHEMKIN III Pro詳細機理(GRI-Mech3.0)進行瓦斯爆炸化學動力學分析，研究氣體爆炸產物自由基的種類，并對關鍵的基元反應進行敏感性分析，找出可能抑制瓦斯爆炸反應的方法。

物種方程建立如下所示：

(25)

式中：

Y

和

W

—分別表示物種

i

的質量分數和分子量；

v

—混合物的比熱容；

k

—物種總數；

(26)

式中：

N

—反應步驟數；

X

—物種

j

的摩爾分數；

t

—時間；

k

—基本反應步驟

k

的正反應速率常數，

k

可由Arrhenius函數給出：

(27)

式中：

A

和

b

—分別為正反應

k

的指前因子和熱常數；

T

—混合物溫度；

E

—反應

k

的活化能；

R

—混合氣體常數。

由于反應器內氣體與外界隔離，因此處于絕熱狀態。能量方程可建立為：

(28)

式中：

c

—恒容比熱容；

e

—內能。假設變量

Z

表示為：

(29)

式中：

Z

=(

Y

,

Y

,…

Y

)為物種

k

的質量分數；

a

=(

A

,

A

,…

A

)表示指前因子。隨著反應值的變化，相應的質量分數也隨之變化。敏感性分析是確定物種組分的變化程度，該變化程度依賴于

a

值，其敏感性系數可表示為:

(30)

氣體爆炸過程中，化學鏈式反應以O、H及OH自由基為主，這些自由基的化學反應速率決定了爆炸火焰的傳播速度和嚴重程度，本文研究了CH初始濃度對自由基生成量的影響，結果表明3種自由基生成濃度均在不同CH初始濃度下都先出現一個突變峰，而后下降到一個穩定值。這是因為自由基濃度的突變是氣體熱解的結果，早期鏈式反應在高溫下會產生大量自由基，但隨著鏈式反應的進行，一些自由基被消耗掉，故呈現下降趨勢直至穩定。圖8顯示3種自由基最終生成濃度與CH初始濃度的關系。結果表明，自由基最終濃度與CH初始濃度呈倒U型關系，CH初始濃度在10%左右時，O和OH自由基的濃度均達到最大值，而H自由基的最終濃度則隨著CH初始濃度的增加而增大。

圖8 自由基最終濃度與初始CH4濃度關系圖Fig.8 Relationship between final concentration of free radicals and initial concentration of CH4

圖9 主要自由基的關鍵基元反應分析Fig.9 Reaction analysis of key elements of major free radicals

2 煤塵爆炸特性研究

2.1 影響煤塵爆炸的因素分析

傳統煤塵爆炸通常采用煤粉粒徑、質量濃度作為自變量來研究，忽略了煤粉中灰分、揮發分等自身因素不同對其影響。因此本文根據煤粉爆炸當量比概念，結合工業分析中各煤樣中灰分的含量，得出化學計量比濃度與實際煤粉質量濃度的對應關系，從而研究不同當量比濃度對煤粉爆炸火焰傳播的影響。

圖10(a)為不同當量比下煤粉火焰傳播壓力變化圖，可以看出，對于無煙煤(ZX)，最大爆炸壓力(

P

)隨著當量比(

Φ

)的增大而增大，而對于褐煤(GC)在當量比

Φ

=2.5和

Φ

=3的條件下，各測點最大爆炸壓力要低于其他的當量比情況。這是因為褐煤所含揮發分較高，隨著當量比增大，揮發分的燃燒釋放熱量要用來加熱其他未燃煤粉顆粒，故其最大爆炸壓力反而下降。圖10(b)是不同當量比下煤塵爆炸平均火焰傳播速度變化圖，可以發現對于無煙煤，其平均火焰傳播速度在較低的當量比下(

Φ

=0.7)較快，而煙煤和褐煤在當量比

Φ

=1和

Φ

=2時的平均火焰傳播速度要高于其他情況。從最大壓力分布和爆炸火焰平均傳播速度可以看出，對于不同的煤塵顆粒，在最佳當量比的2倍左右時可以達到最大爆炸壓力和最大火焰傳播速度，說明此時爆炸強度最大。

圖10 不同當量比下煤粉火焰傳播壓力及速度Fig.10 Propagation pressure and velocity of pulverized coal flame at different equivalence ratios

揮發分作為煤粉另一重要組成物質，可以用來表征煤粉的爆炸程度大小，為比較含有不同揮發分煤樣的爆炸嚴重程度，本實驗取各煤樣沿管道的最大爆炸壓力和最大傳播速度作為煤樣的最大爆炸參數。圖11(a)是煤塵最大爆炸壓力與鏡質組反射率的關系圖，可以看出褐煤的最大爆炸壓力要低于煙煤，煙煤的最大爆炸壓力又高于無煙煤，即最大爆炸壓力整體上的趨勢是煙煤>褐煤>無煙煤。從褐煤到無煙煤，煤塵的揮發分逐漸減低。圖11(b)為煤塵最大火焰傳播速度與鏡質組反射率的關系圖，發現火焰傳播速度也是隨著煤化程度的增加呈先增大后減小的趨勢。

2.2 煤塵爆炸產物分析

煤塵爆炸后固體殘留物能夠反應爆炸過程中粉塵參與反應的信息，煤粉顆粒在爆炸過程中會受熱發生化學反應，其表面結構以及大分子官能團均發生改變。本文通過工業分析、SEM電鏡掃描、紅外光譜分析等方法研究煤塵爆炸前后的物理化學變化，并利用氣相色譜儀分析爆炸生成氣體的種類和濃度，為煤粉爆炸的防治研究起到基礎作用。

圖11 煤粉爆炸最大壓力和速度與鏡質組反射率關系Fig.11 Relationship between the maximum pressure and velocity of pulverized coal explosion andvitrinite reflectance

通過對不同煤樣在20L爆炸球內爆炸前后工業分析參數對比發現揮發分變化規律為：無煙煤<高變質程度煙煤<低變質程度煙煤；然而固定碳含量的減少與煤樣變質程度相關性并不明顯，所有煤樣的碳含量普遍減少在40%以上。煤粉爆炸后不僅自身因素發生改變，其表面結構也有變化，通過對煤樣進行SEM分析可以看出其爆炸殘留物均呈近球形的結構，部分顆粒有燒蝕的孔洞，結構多不完整，其中煙煤殘留物的表面孔洞最多，如圖12。

圖12 煙煤爆炸前后SEM圖片Fig.12 SEM images of bituminous coal before and after explosion

煤塵爆炸特征與揮發分有關，揮發分的析出來自煤粉大分子中各官能團的熱解，可以將官能團作為表征參數來探究煤粉爆炸反應微觀機理。圖13(a)為無煙煤(SH)爆炸前后紅外光譜圖，可以看出除了背景光譜CO導致的峰比較突出外，爆炸前后各峰位基本相同。圖13(b)為煙煤(YW)爆炸前后的紅外光譜圖，發現含氧官能團譜帶(1 200-1 430cm)爆炸前主峰1 430cm右邊有幾個較弱肩峰，爆炸后基本重疊或者消失，分別是芳基醚中C-O、CH-C=O和CH-Ar變形振動，脂肪結構(2 800-3 000cm)則在爆炸前的煤樣中有產生明顯的吸收峰，爆炸后基本消失。圖13(c)可從紅外光譜圖中發現褐煤(MTG)含氧官能團譜帶爆炸前在1 500cm左右有2個肩峰，而爆炸后合并成一個峰。

圖13 爆炸前后官能團變化Fig.13 Changes of functional groups before and after explosion

煤粉爆炸后不僅有上述表面及微觀結構的變化，也會產生大量氣體，其中有些氣體帶有毒性會給人類帶來危害，因此研究煤粉爆炸后的氣體種類和濃度也是很有必要。本文利用氣相色譜儀分析多種煤樣爆炸后氣體的種類和濃度，所測煤樣種類，見表2。圖14為煤塵爆炸后主要生成氣體(N、O、CO)含量的變化規律，可以發現爆炸后氣體中N濃度含量在80%左右，O濃度普遍低于16%，而CO濃度范圍則為3.89%～8.63%。另外，SH、GZ、DSC、HL等無煙煤或高變質程度的煙煤爆炸后殘留的O含量高于低變質程度的煙煤和褐煤，故煤化程度較高煤塵顆粒在爆炸過程中耗氧量要低于煤化程度低的煤塵顆粒。

表2 煤粉種類Tab.2 Types of pulverized coal

圖14 煤塵爆炸后氣體濃度Fig.14 Gas concentration after coal dust explosion

3 泡沫陶瓷抑制瓦斯爆炸的規律及機理研究

本文提出利用泡沫陶瓷對多次爆炸和連續爆炸抑爆的技術方法，并基于200mm×200mm的方形爆炸實驗管道來探究泡沫陶瓷抑制瓦斯火焰傳播的規律機理，實驗主要選用AlO和SiC 2種類型泡沫陶瓷作為實驗樣品。圖15即為添加50mm厚的AlO泡沫陶瓷后瓦斯爆炸火焰傳播圖，泡沫陶瓷則放置在距離點火端10.338m處。由圖15可看出，火焰前鋒在1.5ms時于視窗中出現，然后不斷向右傳播且火焰越來越亮。火焰前沿在20.5ms到達陶瓷表面之后，停留在陶瓷的表面上，并沒有穿透，并且火焰亮度開始降低，說明泡沫陶瓷對于火焰傳播起到抑制作用。

為了進一步探究泡沫陶瓷對瓦斯爆炸火焰抑制的作用，選取不同厚度和孔隙的AlO以及SiC泡沫陶瓷進行實驗，從而得到其對瓦斯爆炸能量的影響規律圖,如圖16。結果表明，不同厚度的泡沫陶瓷具有不同的抑制效果。爆炸能量在泡沫陶瓷前有輕微的增加，然后隨著沖擊波通過泡沫陶瓷而衰減，而爆炸能量的突然上升可以歸因于來自封閉端的反射波。在大多數情況下，AlO泡沫陶瓷具有較好的抑制性能。另外，孔隙大小對抑制爆炸能量也起重要作用，孔隙較大的泡沫陶瓷對爆炸能量有較好的抑制作用。

泡沫陶瓷由孔和支柱組成，骨架結構為三維網絡結構，其抑制效果是通過器壁效應實現的。泡沫骨架在高溫下與火焰相互作用后正在燒結，這意味著自由基和孔壁之間的劇烈碰撞。當火焰通過泡沫陶瓷時，與多孔壁碰撞的自由基被消除，大多數的化學鏈式反應被終止。此外，由于陶瓷中含有大量蜂窩細胞，燃燒火焰在通過時被迫與孔壁進行熱交換，火焰熱量散失溫度開始迅速下降直至淬火溫度以下，達到火焰淬熄，從而達到抑制火焰傳播的目的。

圖15 添加Al2O3泡沫陶瓷(50mm)爆炸火焰傳播圖像Fig.15 Flame propagation image of explosion with Al2O3 foam ceramic (50mm)

圖16 Al2O3和SiC泡沫陶瓷對爆炸能量的抑制Fig.16 Suppression of explosive energy by Al2O3 and SiC foam ceramics

4 未來研究計劃

將圍繞瓦斯鏈式反應機理、煤塵宏細微觀多尺度爆炸反應機制、極低濃度瓦斯摻混爆炸規律及利用、煤粉連續爆轟能電轉化規律等方面開展研究：

(1)瓦斯鏈式反應機理及中間產物。探究瓦斯鏈式反應過程中化學鍵和自由基的變化規律，揭示爆炸過程中的鏈式反應機理及其中間產物的種類和特征。

(2)煤塵宏細微觀多尺度爆炸反應機制及抑爆機理。分析煤中官能團、表面晶格結構和自由基濃度等參數變化，建立煤塵微觀化學結構特征與煤塵爆炸性的相關關系，探究煤塵爆炸反應機制；研究多孔材料對于煤塵爆炸的抑制原理，探尋新型經濟實用的抑爆技術。

(3)極低濃度瓦斯摻混爆炸規律及利用新方法。研究極低濃度瓦斯與不同助燃劑混合爆炸的特性參數及規律，分析極低濃度瓦斯和助燃劑摻混爆燃發電的能量轉換效率和能量損失特征，提高極低濃度瓦斯的利用率；研究低濃度瓦斯和風排乏風瓦斯摻混催化劑利用新技術。

(4)煤粉連續爆轟能電轉化規律。揭示易燃易爆劑與煤粉相互耦合引爆機理，構建能量轉化模型，優化最佳技術參數，提出煤粉摻混爆轟發電技術，深入研究流態化開采過程的煤粉燃爆能電轉化技術。

5 結論

本文主要針對瓦斯爆炸特性、煤塵爆炸特性以及泡沫陶瓷抑爆技術等方面開展實驗，并對其宏觀和微觀機制變化規律進行探究，其主要研究結果如下：

(1)提出利用圖像相關系數計算瓦斯爆炸火焰速度的方法，精細分析火焰動態傳播特征；建立利用輻射測溫原理計算溫度場的數學模型并計算火焰傳播過程的溫度場。

(2)火焰分形維數可以定量地反映爆炸化學反應強度，不同甲烷濃度最大維數變化規律則為

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，當甲烷濃度接近化學計量濃度時，分形維數更接近2.293 7，爆炸反應最為強烈。

(3)煤粉爆炸后氣體中N濃度含量在80%左右，O濃度普遍低于16%，而CO濃度范圍則為3.89%～8.63%；煤化程度較高煤塵顆粒在爆炸過程中的耗氧量要低于煤化程度低的煤塵顆粒。

(4)采用泡沫陶瓷對瓦斯的多次爆炸和連續爆炸進行抑爆，發現孔隙較大的泡沫陶瓷對爆炸能量抑制效果更優；一般情況下，AlO泡沫陶瓷具有較好的抑制性能。

(5)在已有研究基礎上，展望未來的研究方向。