0.   引言

煤矿瓦斯（主要成分为甲烷）爆炸事故严重威胁矿山安全^[1-5]。尤其在瓦斯抽采过程中，管道内甲烷体积分数常处于6%～15%的爆炸极限范围^[6]。受采空区漏风、机械摩擦等因素影响，抽采系统内局部高温或静电火花极易诱发链式燃烧反应。瓦斯爆炸火焰锋面可通过热辐射与气体膨胀引发次生灾害，并在特定条件下向爆轰转变。如何有效抑制抽采管路爆炸火焰传播，已成为煤矿瓦斯资源化利用与灾害防控协同发展的核心课题^[7]。

煤矿瓦斯爆炸灾害中，冲击波与火焰及其产物分离，冲击波超前于火焰在巷道内传播，其激波能量、火焰高温特性及有毒气体组分会导致严重的人员伤亡与经济损失^[8]。作为煤矿灾害防控体系的关键环节，抽采管路抑爆技术亟须向主动式、靶向化方向升级发展。气体抑爆剂相比于其他防治措施更加高效、便捷^[9]，CO₂作为瓦斯抽采的伴生气体（体积分数为10%～30%），兼具物理窒息与化学抑制双重功效^[10-13]，为构建“抑爆抽采”一体化技术体系提供了新路径。特别是在智慧矿山建设背景下，CO₂抑爆技术可与分布式光纤测温、气体组分实时监测等智能感知系统形成联动，实现“浓度预警—抑爆启动—效果评估”的全链条闭环防控^[14]。当前对于CO₂的抑爆研究多集中在爆炸压力峰值、火焰传播速度等参数上，而对CO₂抑制甲烷爆炸中自由基的变化情况、湍流分布等研究相对较少；另外现有研究多将CO₂视为单纯物理稀释剂（降低O₂浓度、吸收热量），对CO₂分子本身可能参与化学反应的研究较少。

通过监测甲烷爆炸过程中自由基的浓度可以探究抑爆机理，进而分析抑爆效果；另外，喷射策略不同也会对自由基数量造成影响，从而影响最终的抑爆效果。因此，本文以煤矿瓦斯抽采管路为应用场景，获取湍流强度分布、速度梯度分布等火焰表面结构、流场速度等动态演化数据，并从基元反应和典型自由基摩尔数量变化的角度，采用理论分析、实验研究和数值模拟的方法，探究CO₂抑爆机理。

1.   研究方法

1.1   实验设计

采用自主搭建的中尺度爆炸激波管道系统进行实验，如图1所示。系统的管道部分由6段激波管管体和1段实验段管体组成。实验管体长度为1 m，方形管道长2 500 mm，内截面尺寸为200 mm×200 mm。

图  1  中尺度爆炸激波管道系统

Figure  1.  Mesoscale explosion shock pipeline system

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在管道上布置4个火焰传感器F₁—F₄，传感器与点火端距离分别为7.03，8.53，9.03，10.53 m，用于观察火焰信号强度，研究不同喷射压力下CO₂对甲烷预混气体爆炸的抑爆效果。

将9.5%甲烷预混气罐中的气体排进管道。实验设置4种不同喷射压力，其对应的喷口流量分别为2.24，4.08，5.34，6.38 m³/s，喷射时间为100 ms。CO₂从实验管道中部（即火焰传感器F₂与F₃之间）观察窗的下方喷射进管道。设置5组工况，CO₂ 喷射压力分别为0，0.5，1.5，2.5，3.5 MPa，每组实验至少重复3次以上，以获得具有代表性的实验数据。

1.2   数值模拟方法

1.2.1   网格无关性验证

数值模拟采用与实验相同的中尺度实验管道，通过实验和数值模拟验证9.5%甲烷爆炸的最大超压和最大火焰传播速度，从而确认网格无关性，避免过度加密网格造成时间和计算资源的浪费。网格无关性验证结果见表1，可看出网格大小为15 mm时数值模拟结果与实验结果偏差较大，网格大小为5 mm时与网格大小为10 mm时偏差不大，所以网格大小选取10 mm。

表  1  网格无关性验证结果

Table  1.  Grid independence verification results

方法	网格 大小/mm	最大 超压/kPa	最大火焰传播 速度/（m·s−1）
实验	—	261. 65	44. 98
数值模拟	15	322. 41	58.51
	10	296. 32	52. 40
	5	291.69	50. 61

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1.2.2   控制方程

离散相控制模型采用DPM（Deformable Part Model，可变形部件模型）。模拟中考虑气相之间有动量、质量和能量交换。Fluent通过数值方法求解流体流动的偏微分方程，能够提供精确的流场信息，包括速度、压力、温度等分布情况，模拟一些复杂的流动。连续相和离散相控制方程为

式中：U为守恒变量；t为时间；x，y，z为空间坐标；f₁—f₃分别为x，y，z方向的对流通量向量；G₁—G₃为黏性通量向量。

1.2.3   初始条件

点火位置在管道最右端中心位置，采用电火花打火，点火能量为100 mJ，抑爆剂喷射压力由实验设计的工况决定，电火花点燃后喷入抑爆剂。

CO₂的加入会显著改变混合气体的输运特性（如黏度、扩散系数）及火焰面处的湍流−化学反应耦合，选择realizable k−ε湍流模型，模型对湍流黏度的动态修正可更准确地表征掺混区域的速度梯度与湍流耗散率分布^[15]。

燃烧模型选取涡耗散概念（Eddy Dissipation Concept，EDC）模型^[16]，在湍流涡旋尺度上解析化学反应，能够同时考虑湍流混合速率与化学反应动力学的相互作用。对于CO₂抑制甲烷爆炸的复杂过程（涉及稀释效应、热效应及化学干扰），需精确量化其对自由基反应路径的影响，而EDC模型支持多步反应机理的耦合，较传统涡耗散模型（Eddy Dissipation Model，EDM）更适用于此类动力学主导的场景。

边界条件：管道壁面设置为刚性无滑移绝热壁面，甲烷爆炸过程为绝热过程，忽略热交换，壁面粗糙程度为0.5，粗糙高度为0。

2.   结果与讨论

2.1   实验结果

设置CO₂喷射压力为0，0.5，1.5，2.5，3.5 MPa，实验结果如图2所示。

图  2  不同CO₂喷射压力下的火焰信号强度

Figure  2.  Flame signal intensity under different CO₂ injection pressures

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由图2（a）可知，在无抑爆剂时，火焰到达F₁处时信号强度约为90 mV，此时为初始燃烧阶段，火焰结构完整，热释放率较高。由图2（b）、图2（c）可知，火焰到达F₂与F₃处时信号显著减弱（信号强度均低于5 mV），此时为火焰−压力波相互作用阶段，由于爆炸产生的压力波以音速（远快于火焰速度）向前传播并在管道封闭端反射，压力波对未燃混合气的压缩和湍流扰动可能导致火焰面褶皱与拉伸（火焰阵面呈郁金香形）、局部火焰熄灭，且传感器视角受限，只能捕捉正对方向的辐射，有效信号降低。由图2（d）可知，火焰到达F₄处时信号强度约为110 mV，此时为末端压力积聚阶段（F₄附近），火焰向左的压力与压力反射波叠加，形成高压环境，对未燃气进行压缩，结合壁面强湍流，促进完全燃烧，温度升高，促进化学反应加剧。

在喷射压力为0.5，1.5 MPa时，火焰信号出现时间相较于喷射压力为0时有所提前，说明喷射压力较低时火焰速度加快，其原因可能是喷射压力低时，湍流促进混合，湍流会加速甲烷与O₂的混合，使局部浓度更均匀^[17]。

喷射压力为3.5 MPa时，火焰阵面抵达传感器时间均有所推迟，说明CO₂的稀释效应已经成为主导；而火焰传感器F₂与F₃位于喷射口左右两端，由于受到的气体扰动很大，火焰信号强度变化没有近点火端规律。喷射压力为2.5 MPa时，虽然火焰信号出现时间也有所提前，但没有喷射压力为3.5 MPa时抑爆效果好。

2.2   数值模拟与实验结果对比

2.2.1   CO₂喷射管道内湍流特征

采用3.5 MPa的CO₂进行抑爆，模拟结果如图3所示。可看出CO₂喷头附近湍流强度峰值达到20%，CO₂喷射形成了局部高速射流，导致流体剧烈剪切并产生涡旋（图3中红色区域）。对比实验与模拟结果可知，喷头附近湍流强度为20%会显著提升抑爆效率。从增强气体混合、火焰结构破坏、抑爆时机优化3个方面进行抑爆效果分析。湍流像“无形搅拌器”一样，使CO₂与甲烷快速混合。喷头处的高湍流能将CO₂迅速扩散到整个管道截面，降低甲烷浓度；高速喷射的CO₂在湍流作用下形成旋涡，直接冲击火焰传播路径。同时，CO₂本身具有吸热特性，能吸收燃烧释放的热量，进一步抑制爆炸发展；湍流强度峰值出现在喷头处，说明此处CO₂扩散最活跃。当火焰传播到管道中部时，喷头附近已形成稳定的CO₂隔离区，这对抑制爆炸峰值压力至关重要。

图  3  CO₂喷射管道内的湍流特征

Figure  3.  Turbulence characteristics in CO₂ injection pipeline

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2.2.2   CO₂喷射管道内火焰速度特征

不同工况下的火焰传播速度如图4所示。可看出数值模拟最大误差为18.2%，误差可以接受。从模拟结果可看出，CO₂对管道内火焰传播速度的抑制效果很好，在F₃处，实验和数值模拟得出的火焰传播速度分别下降79.3%，81.1%。这与实验部分F₃，F₄火焰信号强度降低这一趋势吻合。误差原因可能是模拟的网格划分不够精细、实验点火能量波动、传感器精度低等。

图  4  不同工况下的火焰传播速度

Figure  4.  Flame propagation speed under different working conditions

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3.   甲烷爆炸过程中自由基的变化情况

3.1   无抑爆剂甲烷管道内燃烧自由基变化情况

由于捕捉瞬态过程中自由基寿命极短且实验成本较高，数值模拟可输出纳秒级时间步长的自由基浓度变化，采用CHEMKIN−PRO数值计算方法与光谱分析技术相结合的研究策略^[18-19]，对甲烷爆炸过程中的·OH自由基演变规律进行对比分析。数值模拟结果（图5）与实验数据（图6）表明，2种方式获得的·OH自由基峰值、基本趋势和出现时间基本一致，验证了数值模拟在自由基动力学表征方面的可靠性，CHEMKIN−PRO构建的燃烧反应模型所获得的自由基浓度数据具有重要参考价值。·OH自由基摩尔分数最大值为0.003 4。

图  5  甲烷爆炸模拟中·OH自由基摩尔分数变化

Figure  5.  Changes in mole fraction of ·OH radicals in methane explosion simulation

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图  6  甲烷爆炸实验中·OH光谱扫描特征（t=0.5 s）

Figure  6.  Spectral scanning characteristics of ·OH in methane explosion experiment（t=0.5 s）

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自由基摩尔分数在中部最高的原因分析：流场特性为主导因素，管道中部通常为湍流发展最充分区域，甲烷与空气的掺混速率较高；由于压力波反射效应，封闭管道中压力波在两端反射叠加，导致中部区域压力波动幅值最大，压缩高温燃气并延长·OH自由基的驻留时间。

3.2   CO₂喷射策略对抑爆效果的影响

由于单个喷头抑爆效果相对有限，经数值模拟测得·OH自由基摩尔分数最大值为0.002 9，自由基摩尔分数下降14.7%。于是采用双喷头喷射CO₂进行抑爆，通过调节双喷头的单喷流量，确保总喷射量与单喷头一致，排除喷射量差异对结果的干扰，仅对比喷头数量与布局的影响。双喷头每个喷头的喷射压力仍为3.5 MPa，但单喷头流量调整为3.19 m³/s（总流量仍为6.38 m³/s），喷射时间保持100 ms，总喷射体积与单喷头方案一致（0.638 m³），见表2。

表  2  喷头设置方案

Table  2.  Scheme of nozzle layout

对比维度	单喷头方案	双喷头创新方案
喷头位置	中点8 m处	垂直喷射（90°）
喷射角度	前端4 m/后端12 m	前45°下压/后30°上抬
触发时序	点火同步启动	前喷2 ms/后喷4 ms延迟
覆盖范围	直径0.5 m柱状区域	交叉覆盖

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设置4种不同的CO₂喷射策略（图7），得到不同喷射策略下·OH自由基摩尔分数，如图8所示。可看出双喷头喷射CO₂形成了“燃烧−抑制−再抑制”三重屏障（物理＋化学协同）。对流喷射、平行喷射、交错喷射3种方案中，交错喷射的抑制效果最好，·OH自由基摩尔分数下降28.79%。当燃烧反应区向左传播时，在平行喷射和交错喷射下，火焰中的活性自由基先经历CO₂的稀释、隔热作用，从而传播速度变慢，链式反应速率降低。平行喷射和交错喷射的差异是CO₂喷射策略的不同，交错喷射相对于平行喷射更有利于将火焰破碎，延后了·OH自由基摩尔分数峰值出现的时间，抑爆效果比对流喷射和平行喷射效果更好^[20]。

图  7  CO₂喷射策略

Figure  7.  CO₂ injection strategies

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图  8  不同喷射策略下·OH自由基摩尔分数

Figure  8.  Mole fraction of ·OH radicals under different injection strategies

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错时倾斜喷射扩大了抑爆剂覆盖范围，前喷压力波逆向传播，与爆炸波形成干涉，后喷压力波与反射波同频反向，构建了燃料隔离和自由基捕获的双重防线；在时间维度上，建立2 ms/4 ms双阶段控制时序，实现爆炸初始期、后期及反射期的精准打击。错时倾斜喷射策略下自由基摩尔分数如图9所示，·OH自由基摩尔分数最大值为0.001 7，H·自由基摩尔分数最大值为0.001 59，·OH自由基摩尔分数下降47.64%，因此，错时倾斜喷射优于其他3种喷射策略。

图  9  错时倾斜喷射策略下自由基摩尔分数

Figure  9.  Free radical mole fraction under staggered inclined injection strategy

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4.   CO₂对甲烷爆炸抑爆机理

CO₂喷射对甲烷的抑爆机理如图10所示。物理抑制作用：CO₂喷射可延缓甲烷气体达到自燃温度，降低反应驱动力，增加自由基与CO₂分子的碰撞概率，使自由基更容易形成稳定的复合体；化学抑制作用：火焰锋面温度高，高温下CO₂参与自由基终止反应（自由基的消耗），使链反应中断，所以火焰锋面主要以化学抑制为主。

图  10  CO₂喷射对甲烷的抑爆机理

Figure  10.  The explosion suppression mechanism of methane by CO₂ injection

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5.   结论与展望

5.1   结论

1） 揭示了CO₂抑制甲烷爆炸火焰传播的多尺度机制，验证了其物理化学协同抑爆效能。实验结果表明，高压喷射（3.5 MPa）的抑爆效果最好，从宏观上看，通过湍流增强（峰值20%）加速CO₂扩散，使火焰锋面破碎，同时降低局部温度，火焰传播速度降幅达79.3%。

2） 通过数值模拟与实验分析可知，自由基摩尔分数的变化能够直观呈现抑爆过程。根据《重大火灾隐患判定方法》^[21]，消防行业现行火灾自动灭火系统运作过程中将·OH自由基摩尔分数作为监测参数，因此，通过监测·OH自由基摩尔分数的动态变化可表征灭火进程，为自动灭火系统监测环节的设计提供理论依据。

3） 设计了双喷头错时倾斜喷射策略，形成交叉覆盖屏障，使·OH自由基摩尔分数降幅提升至47.64%，较单喷头方案（14.7%）和双喷头方案（28.79%）显著优化。这表明喷头布局设计能够提高CO₂扩散效率，扩大抑爆剂覆盖范围，而非单纯依赖喷射量增加。

5.2   展望

1） CO₂抑爆技术适用于无人封闭管道，需避免人员窒息风险，并且CO₂作为抑爆剂与水易形成碳酸，可能腐蚀煤矿井下金属管路，使用时应对金属管路采取刷耐腐蚀涂层等措施。未来可进一步研究气固两相抑爆、多喷头协同控制、动态气流−射流耦合模型及智能触发系统，结合机器学习优化喷射时序与角度，实现抑爆过程的精准调控。

2） 未来可结合智能感知系统（如分布式光纤测温、气体组分在线监测）构建“预测−抑制−评估”一体化防控平台，推动矿井火灾防控从被动应急向主动精准干预升级，契合《煤矿防灭火细则》对主动抑爆技术的强制要求，为矿山智能化防灾体系建设提供技术支撑。