組合多孔介質與氮氣幕協同抑制瓦斯爆炸實驗研究*

王 健，余靖宇，凡子堯，鄭立剛，劉貴龍，趙永賢

（1. 河南理工大學安全科學與工程學院，河南 焦作 454003；2. 河南理工大學煤炭安全生產與清潔高效利用省部共建協同創新中心，河南 焦作 454003；3. 河南理工大學瓦斯地質與瓦斯治理省部共建國家重點實驗室培育基地，河南 焦作 454003）

近年來，隨著城市天然氣管道的發展，天然氣泄漏導致城市地下綜合管廊內事故亦頻頻發生[1]，對人民的生命財產和社會經濟造成無法挽回的損失。為減輕事故災害或進一步防止事故發生，學者對各種主動和被動抑爆措施開展了廣泛研究，主要集中在惰性氣體、粉體、細水霧抑爆及多孔介質阻爆。

對于惰性氣體抑爆，張迎新等[2]、余明高等[3]進行了氮氣與二氧化碳抑制瓦斯爆炸實驗研究，發現隨著初始混合氣體中惰性氣體氮氣或二氧化碳含量的升高，瓦斯爆炸超壓均明顯降低，并且N2和CO2的加入導致混合氣體的火焰畸變減小[4]，火焰前沿位置和速度的振蕩幅度減小。胡洋等[5]研究發現，N2抑制火焰的傳播特性與N2噴射壓力密切相關，火焰傳播速度隨著噴射壓力增加呈現先增加后減弱的趨勢。劉洋等[6]通過長直管道空間燃氣爆炸數值模型，對比分析了CO2、N2和水蒸氣的抑爆效果，結果表明CO2對爆炸超壓及其振蕩的抑制效果最好，水蒸氣次之，N2最弱。

對于多孔介質阻爆的應用，Zhuang 等[7]指出多孔材料的厚度和孔徑發生變化，對爆炸壓力和爆炸強度有很大的影響。多孔介質的互聯微網絡結構有助于淬滅氣體爆炸火焰和抑制沖擊波超壓，但抑爆程度有限。Duan 等[8]分析了9 種不同孔徑和厚度的多孔介質對管內甲烷爆炸火焰傳播和超壓的影響，發現多孔介質對爆炸火焰的影響主要取決于孔徑，其次是厚度。除了多孔介質本身性質外，也有學者研究了點火距離對多孔介質抑爆效果的影響。Shao 等[9]分別在不同點火距離和初始壓力下，對空管和含泡沫銅管進行爆炸試驗，結果表明：泡沫銅在不同初始壓力下靠近點火端時具有較好的抑制效果。Jin 等[10-12]實驗研究了單、多層金屬絲網和點火位置與多孔介質的距離對密閉管道內預混甲烷火焰行為和壓力動力學的影響，實驗表明層數增多和點火位置越靠近金屬絲網，抑制效果越明顯。

為了得到更好的抑爆效果，一些學者將多種抑爆方式組合，研究其對爆炸過程的影響。王燕等[13]利用溶劑反溶劑法將KHCO3負載于赤泥表面，提高了赤泥抑制瓦斯爆炸的優越性。王亞軍等[14-15]實驗研究了煤粉與泡沫金屬對瓦斯爆炸的抑制效果，結果表明：當煤粉質量一定，粒徑越接近泡沫金屬孔徑，煤粉越易滯留在泡沫金屬上，對其抑爆性能影響也越大。裴蓓等[16]研究發現CO2和超細水霧共同作用時能避免因超細水霧帶來的促爆，可以明顯減弱火焰不穩定性，減小火焰傳播速度。余明高等[17]研究了管道內N2-雙流體細水霧復合抑爆，指出噴霧時間越長，抑爆效果越好。含氯化鈉添加劑的N2-雙流體細水霧[18]對甲烷/空氣爆炸具有更好的抑制效果。郭成成等[19]研究表明N2-細水霧與CO2-細水霧均比細水霧的抑爆效果要好，且CO2-細水霧的抑爆效果優于N2-細水霧。溫小萍等[20]通過實驗研究了一維多孔介質和超細水霧協同作用對瓦斯爆炸的影響，實驗表明：二者組成的復合體系的抑爆特性優于單一體系，即火焰鋒面最大速度和爆炸超壓最大峰值均有顯著變化。韋雙明等[21]研究了氣液兩相介質抑制管道甲烷爆炸協同增效作用，結果表示：在CO2、N2、He 和Ar 四種惰性氣體與超細水霧的共同作用下，氣液兩相介質對9.5%甲烷/空氣預混氣爆炸超壓、火焰傳播速度和最大火焰溫度的抑制均表現出明顯的協同增效作用。

以上研究結果表明，惰性氣體、粉體、細水霧抑爆及多孔介質對抑制甲烷爆炸都有一定的效果，且復合抑爆方式優于單一抑爆方式。多孔介質具有較好的淬熄火焰的效果，與惰性氣體的作用具有一定互補性，因此兩者共同作用對抑制爆炸壓力及阻止火焰傳播會產生較好的效果。相較于粉體抑爆，粉體的使用會對管道造成污染以及環保問題，惰性氣體則不會。而目前針對惰性氣體與多孔介質協同抑制瓦斯爆炸的研究尚不充分。鑒于此，并考慮到CO2比N2窒息性更強，本文通過自主搭建的氮氣幕與多孔介質協同抑爆實驗平臺，分析氮氣與多孔介質協同抑制瓦斯爆炸的效果和機制。

1 實驗裝置與方法

1.1 實驗裝置

實驗系統組成包括：可視化爆炸管道系統、配氣系統、數據采集系統、點火系統、氮氣幕發生裝置以及多孔介質。實驗系統如圖1 所示?？梢暬ü艿老到y由兩個截面積均為150 mm×150 mm、壁面厚度為20 mm、總長為1 500 mm 的有機玻璃管道組成，壁面最大承壓極限為2 MPa。兩節管道長度分別為1 000 和500 mm，管道左端固定封閉，右端使用PVC 薄膜覆蓋封閉。配氣系統主要由甲烷氣瓶、空氣壓縮機、甲烷流量計和空氣流量計以及連接閥門和管道組成。數據采集系統由火焰圖像采集系統和壓力數據采集系統組成。圖像采集系統以1 000 s-1的速率捕捉可視化爆炸管道中火焰傳播圖像，高速攝像機的像素設置為1 024×1 024。壓力數據采集系統由數據采集卡USB-1208FS、高頻MD-HF 壓力傳感器和臺式電腦組成。點火系統主要由高壓變頻模塊、點火電極、6 V 直流電源以及控制器組成。點火電極位于管道左側封閉蓋板中部，點火能量為0.2 J。氮氣幕發生裝置包括火焰傳感器、電磁閥、信號轉換器、氮氣瓶、噴頭以及電腦。實驗時，火焰傳感器檢測到爆炸火焰，將光信號轉化為電信號，由信號轉換器、電腦組成的系統判斷并處理電信號，電信號異常，則觸發常閉電磁閥打開閥門，氮氣經過噴頭噴入管道，在管道橫截面形成氮氣幕?，F有多孔材料大致分為兩類：金屬多孔材料和非金屬多孔材料。根據前人研究發現泡沫金屬的抑制效果優于金屬絲網和泡沫陶瓷等[22]。本文多孔材料采用泡沫金屬進行實驗，材料厚度均為5 mm、密度為0.8 g/cm3、孔隙率為85%。泡沫鐵鎳選用四種孔隙密度：10、20、30、40 ppi。泡沫銅選用兩種孔隙密度：20 和40 ppi。

圖1 實驗系統Fig. 1 Experimental system

1.2 實驗工況與方法

實驗采用的組合多孔介質由兩層多孔介質組合而成，第一層（靠近點火源側）為孔隙密度為10 ppi的泡沫鐵鎳，第二層（靠近出口端）為10、20、30、40 ppi 的泡沫鐵鎳或20、40 ppi 的泡沫銅，并固定于距離點火端1 000 mm 處，氮氣幕距離點火端900 mm，實驗工況如表1。

表1 實驗工況Table 1 Experimental conditions

實驗基本步驟如下：連接實驗設備并調試，檢查可視化爆炸管道的氣密性；打開充氣閥門，由質量流量計控制配置甲烷濃度為9.5%的甲烷/空氣預混氣（即化學當量比），并為確保預混氣的均勻性，采用五倍充氣法，即控制向管道充入的預混氣體積為管道體積的五倍；在充氣后期調整氮氣噴出系統中氮氣減壓閥至0.5 MPa，確保氮氣噴出系統進入工作狀態；充氣結束后，關閉質量流量計與排氣閥門，靜置30 s，確保管道內預混氣混合均勻；充氣結束后，先打開高速攝像機、壓力采集系統，再點火；氮氣噴出系統檢測到火焰信號，啟動電磁閥，氮氣以預設定的壓力噴出；數據采集系統將整個過程的火焰圖像及壓力數據采集并保存。為確?？芍貜托院蜏p少因操作等因素可能導致的實驗誤差，每組實驗至少重復三次，并取其中一組數據進行分析。

2 實驗結果與討論

2.1 氮氣幕與組合多孔介質對瓦斯爆炸火焰傳播過程的影響

圖2 給出了實驗所得火焰傳播圖像?；鹧姘l展前期均經歷了半球形火焰階段以及指形火焰階段[23]，當火焰接近噴頭時呈破碎狀，表明火焰接觸噴頭前已經受到氮氣的抑制作用影響，原本完整的火焰前沿在氮氣幕的湍流作用下破碎。而后火焰仍被噴頭截為兩段：噴頭前側火焰和噴頭后側火焰，噴頭前側火焰受到氮氣噴出影響而與可燃氣體及氧氣隔絕，火焰逐漸消散；噴頭后側火焰受到管道末端泄壓口影響，傳播至管道末端后迅速消散。

F10F10、F10F20 和F10C20 三種工況爆炸火焰均未淬熄，組合多孔介質下游可燃氣體被點燃?；鹧鎮鞑ブ恋獨饽惶幨艿降獨鈬姵龅挠绊懟鞠嗨?。當火焰穿過氮氣幕，進入組合多孔介質與氮氣幕形成的窒息區間，具備更大孔隙密度的F10F20 和F10C20 工況的火焰顏色明顯變暗、火焰面積明顯變小。這是由于較小的孔徑能夠阻止氮氣大量逸出組合多孔介質上游端，從而提升區間氮氣含量，此時區間內可燃氣體及氧氣濃度較低，導致燃燒反應速率降低，火焰面積隨之減小。削弱后的火焰傳播至多孔介質，由多孔介質內部孔隙結構分割、耗散破碎狀火焰。這兩種工況孔隙密度較小，組合多孔介質不能有效淬熄爆炸火焰。通過組合多孔介質的微小火焰能夠點燃下游可燃氣體。此時組合多孔介質起到隔斷上下游火焰的作用，上游火焰由于失去可燃氣體及氧氣的供應逐漸熄滅，下游火焰則因下游具備充足的可燃氣體和氧氣而加速傳播至管道末端。對比F10F10、F10F20 和F10C20 下游火焰傳播圖，可以發現F10F20 和F10C20 下游火焰面積均小于F10F10。原因可能是，撞擊多孔介質的破碎狀火焰首先被孔隙密度小的第一層多孔介質分割為微小火焰，然后撞擊孔隙密度大的第二層多孔介質，爆炸火焰經歷兩次削弱，降低了火焰在多孔介質內部的通過率。同時，兩種孔隙密度不同的組合使多孔介質內部更加復雜，孔隙結構被氮氣分子填充，增加了反應自由基撞擊孔隙結構和氮氣分子的概率，提升多孔介質淬熄效率。最終通過多孔介質的微小火焰數量少、能量低，下游燃燒反應進行緩慢，因此火焰面積小于F10F10 工況。

F10F30、F10F40 和F10C40 工況均能淬熄爆炸火焰，這說明增加組合多孔介質第二層的孔隙密度能夠有效增強多孔介質淬熄性能。這是因為這三種工況下的多孔介質孔隙結構更加復雜，火焰在多孔介質內部的傳播路徑也就更多，火焰與多孔介質的接觸面積更大，爆炸反應產生的熱量被快速消耗，因此火焰在多孔介質中熄滅。觀察多孔介質淬熄爆炸火焰后上游火焰消散情況，發現三種工況下多孔介質上游均未出現復燃現象，在相同時間內，F10F40 工況成功淬熄爆炸火焰后，上游火焰消散速度比F10F30 工況的速度更快。同理對比F10F40 與F10C40 工況，F10C40 工況消散的上游火焰圖像顏色更淡，即火焰消散得更快。由此可見，在氮氣幕的抑制作用下，不僅能夠消除上游復燃現象，而且能加速爆炸火焰消散，降低爆炸對管道上游的破壞。

2.2 氮氣幕與組合多孔介質對瓦斯爆炸火焰傳播速度的影響

圖3 為不同組合多孔介質工況下的火焰前鋒位置隨時間變化曲線。如圖所示，火焰傳播至500 mm 前，六種工況火焰前鋒位置隨時間變化趨勢一致。之后由于氮氣幕和多孔介質的共同作用下，曲線變化出現差異。F10F10 不能淬熄爆炸火焰，這是由于10 ppi 的泡沫鐵鎳的淬熄效率低，此時多孔介質類似障礙物?；鹧媸艿蕉嗫捉橘|的障礙物加速作用，傳播至管道末端時間最短。而F10F20、F10C20 雖然爆炸火焰均未淬熄，但F10C20 傳播至管道末端的時間明顯長于F10F20。這是由于泡沫金屬導熱性[24]較好，且泡沫銅優于泡沫鐵鎳，破碎狀火焰在泡沫銅內部熱量耗散更快，穿過多孔介質的火焰能量更低，所以下游燃燒反應劇烈程度低于F10F20，傳播至管道末端用時長于F10F20。F10F30、F10F40、F10C40 爆炸火焰均能淬熄，但F10C40 淬熄火焰用時最長。造成這一現象的主要原因是，泡沫銅的衰壓能力強[25]，爆炸產生的前驅沖擊波被組合多孔介質的泡沫銅大量吸收，破壞前驅沖擊波對未燃混合氣體的加熱和壓縮的正反饋機理，導致火焰加速受阻，火焰傳播至多孔介質用時更長。

圖3 不同組合多孔介質的火焰前鋒位置-時間曲線Fig. 3 The curve of flame front position versus time for different combinations of porous media

圖4 為不同組合多孔介質抑制作用下的火焰傳播速度隨火焰前鋒位置變化曲線?？梢钥闯?，雙層均使用10 ppi 泡沫鐵鎳時，火焰在多孔介質前的傳播速度最快，為46.96 m/s。由于孔隙密度的增大，導致多孔介質對上游氣體的阻力作用增強，因此隨著第二層多孔介質孔隙密度的增加，最大火焰傳播速度隨之降低。F10F20、F10F30、F10F40 的最大火焰傳播速度分別為42.76、38.20、37.50 m/s。之后由于多孔介質的孔隙結構及內部氮氣分子無法阻止過快的火焰沖擊，此時多孔介質充當障礙物，孔隙視為增加湍流作用的結構，導致火焰穿過多孔介質后達到更大的速度，例如淬熄失敗的F10F10 和F10F20 工況中，火焰穿過多孔介質的傳播速度峰值分別高達53.76 和50.34 m/s。并且在實驗中可以觀察到，穿過多孔介質的火焰并未繼續加速傳播至管道末端，而是出現火焰反轉傳播的現象。這種情況的出現，可能是因為多孔介質內部復雜的通道結構能夠將火焰分割為細小火焰，導致通道壁面散熱量大于燃燒反應釋放的熱量，并且多孔結構增加了反應自由基碰撞通道壁面的幾率，從而達到淬熄爆炸火焰的目的。淬熄失敗時，細小火焰迅速穿過多孔介質，由于細小火焰傳播速度快、能量小，只能點燃到多孔介質一定距離的可燃氣體，而貼近多孔介質的可燃氣體第一時間并未被點燃，再加上噴出的氮氣將多孔介質上游未燃氣體持續排至下游。因此下游段出現火焰反向傳播，將貼近多孔介質側的未燃氣體燃燒之后，繼續向管道末端傳播。

圖4 不同組合多孔介質的火焰傳播速度-位置曲線Fig. 4 Velocity-position curves of flame propagation fordifferent combinations of porous media

對于第二層孔隙密度較大的F10F30、F10F40 而言，火焰傳播速度達到峰值后，由于更多的氮氣保留在多孔介質上游，大幅降低可燃物濃度，火焰傳播速度隨之迅速下降，減速后的火焰被組合多孔介質淬熄。對于工況F10C20 而言，改變第二層多孔介質的材質，雖然沒有提升多孔介質淬熄性能，但最大火焰傳播速度得到衰減。多孔介質上下游最大火焰傳播速度衰減至41.35 和48.36 m/s。當泡沫銅的孔隙密度提升至40 ppi，組合多孔介質能夠淬熄爆炸火焰，前期火焰傳播速度顯著降低，最大火焰傳播速度最小，為34.55 m/s?？梢姾侠砀淖兌嗫捉橘|的組合能提升與氮氣幕協同抑制瓦斯爆炸的效果。

2.3 氮氣幕與組合多孔介質對瓦斯爆炸超壓的影響

實驗中，使用高頻動態壓力傳感器對管道內壓力進行采集，得到氮氣幕與組合多孔介質協同抑制瓦斯爆炸過程中爆炸超壓隨時間變化曲線。如圖5 所示，六種工況均出現雙峰結構。

圖5 不同組合多孔介質的爆炸超壓-時間曲線Fig. 5 Variation curves of explosion overpressure with time for different combinations of porous media

對比圖5 中各工況壓力曲線，并對第一、第二超壓峰值變化規律進行分析，可以發現：

(1) 第一超壓峰值，產生的原因為實驗過程中爆炸產生的沖擊波造成泄壓口PVC 薄膜的破裂，氣體泄出量急劇提升，導致爆炸超壓的回落；組合多孔介質影響第一超壓峰值的數值，組合多孔介質孔隙密度越大，第一超壓峰值越大；六種工況對應第一超壓峰值分別為5.235、5.323、5.421、5.536、5.213、5.444 kPa；

(2) 氮氣噴出系統檢測到火焰信號，氮氣幕發生裝置觸發啟動，大量氮氣進入多孔介質上游，窒息區間內湍流度增大，火焰迅速發展，壓力迅速升高；隨著火焰靠近多孔介質板，多孔介質對上游氣流的阻礙作用導致較多氮氣保留在區間內，抑制火焰發展，壓力驟然下降，形成第二超壓峰值；對于較低孔隙密度的第二層多孔介質的工況，對于壓力波的阻礙與反射能力較低，火焰穿過多孔介質后引燃管道下游的可燃氣體，且實驗系統為開口管道，致使第二超壓峰值降低；隨著第二層多孔介質孔隙密度的增大，多孔介質反射壓力波的能力增強，同時能夠更好地阻止氮氣的溢出，使多孔介質上游積聚的壓力也隨之增高，致使淬熄成功的工況第二峰值大于淬熄失敗的工況峰值；六種工況對應第二超壓峰值分別為3.794、4.440、5.383、6.036、4.217、5.787 kPa；其中使用泡沫銅的工況壓力均低于同種配置的泡沫鐵鎳工況，原因為：泡沫銅衰減壓力的能力強于泡沫鐵鎳；泡沫銅大量吸收先于火焰到達多孔介質的沖擊波，破壞沖擊波與火焰面的正反饋；同時，材質強度高的泡沫鐵鎳位于泡沫銅前方，有效防止強度低的泡沫銅形變而造成淬熄失敗。

3 抑制機理

圖6 所示為氮氣幕與多孔介質協同抑制瓦斯爆炸機理。完整的火焰前峰在到達氮氣幕之前，氮氣幕后方充滿了可燃氣體與氧氣。完整的火焰前峰受到氮氣幕的沖擊作用形成破碎狀火焰，削減火焰強度，且燃燒反應所需的可燃氣體和氧氣，被噴出的氮氣驅離噴頭區域，燃燒反應速率下降，致使瓦斯爆炸強度降低。當破碎狀火焰傳播至噴頭與多孔介質形成的區間時，不斷噴出的氮氣挾帶更多可燃氣及氧氣運輸至多孔介質下游。多孔介質對上游氣體的阻力作用將噴出的氮氣積聚在區間內，進一步稀釋區間內可燃物濃度，再加上多孔介質復雜的孔隙結構吸收前驅沖擊波，破壞正反饋機制。兩者共同作用導致多孔介質上游火焰速度驟然下降。

圖6 抑制機理示意圖Fig. 6 Schematic diagram of suppression mechanism

破碎狀火焰傳播至多孔介質時，被多孔介質孔隙結構分割成眾多微小火焰在多孔介質內部繼續傳播。多孔介質通過物理和化學兩種作用淬熄爆炸火焰：物理作用，多孔介質內部存在狹小的通道，當通道足夠小，火焰在通道內傳播一定距離會自動熄滅，而且由于多孔介質內部的冷壁導熱，火焰的熱損失急劇增加，即多孔介質帶走了火焰大部分的熱量從而抑制爆炸反應的進行；化學作用，多孔介質較大的表面積能夠增加自由基碰撞概率，促進自由基的壁面銷毀和氣相銷毀等[26]。

氮氣主要起到稀釋瓦斯濃度和隔絕氧氣的作用，此外氮氣分子可以作為第三體參與爆炸反應，降低參與鏈式反應的高能自由基數量，從而達到抑制爆炸的效果，也稱為三體碰撞反應[27]。然而氮氣分子充斥在多孔介質內部孔隙結構之間，致使爆炸反應自由基要么碰撞孔隙結構而銷毀，要么與氮氣分子發生三體碰撞反應而銷毀，燃燒反應在多孔介質內部難以進行，火焰被多孔介質淬熄。因此氮氣幕顯著衰減火焰傳播至多孔介質的強度，也提升了多孔介質淬熄瓦斯爆炸火焰的性能。

當氮氣幕與組合多孔介質結合使用，氮氣分子進入組合多孔介質內部，參與多孔介質淬熄爆炸火焰的過程：首先，氮氣幕衰減后的爆炸火焰沖擊孔徑大的第一層多孔介質，多孔介質復雜微孔結構的散熱能力與氮氣的吸熱能力有效結合，加速爆炸反應熱能的耗散，降低了爆炸反應強度和爆炸反應速率；其次，進一步衰減后的爆炸火焰沖擊孔徑更小的第二層多孔介質，網狀孔隙通道的增加導致火焰再次分流，多孔介質本身淬熄爆炸火焰的概率有所提升，再加上氮氣分子分布在更小孔隙結構中，與爆炸反應自由基發生三體碰撞的概率大幅提升。因此原本需要更大孔隙密度多孔介質才能淬熄的爆炸火焰，最終在氮氣幕和組合多孔介質層層削減作用下，淬熄在組合多孔介質內部。在實驗后可觀察到多孔介質材料上附著一層黑色燃燒殘余物，且第二層多孔介質為泡沫銅的工況下，還觀察到泡沫銅產生輕微變形。

結合實驗數據，如圖7 所示，多孔介質下游所有工況的第一超壓峰值均低于上游的第一超壓峰值，其原因為下游的第一超壓峰值為破膜壓力，而上游的第一超壓峰值為破膜壓力與上游積蓄壓力的疊加值。對于上游的爆炸超壓的第二峰值，前文已分析，在此只對下游的第二峰值做出解釋，在第二層多孔介質密度較低的工況下，即未被淬熄的火焰點燃了下游可燃氣體，致使爆炸超壓再次上升。對于具有較高密度第二層多孔介質的工況，火焰在氮氣與多孔介質協同作用下被淬熄，下游可燃物未被點燃，即不會出現第二峰值。

圖7 多孔介質上下游超壓對比Fig. 7 Comparison of upstream and downstream overpressure of porous media

4 結 論

本文研究了氮氣幕與組合多孔介質對瓦斯爆炸抑制效果的影響，并探討了氮氣幕與多孔介質協同抑制瓦斯爆炸的機理，主要結論如下：

(1) 合理改變多孔介質的組合能提升與氮氣幕協同抑制瓦斯爆炸的效果；孔隙密度大的多孔介質作為組合多孔介質第二層，能阻擋氮氣逸出多孔介質上游，火焰傳播速度隨之迅速下降，并隨著第二層板孔隙密度的增加，多孔介質淬熄火焰性能得到增強，上游端已燃火焰消散更快；其中，使用空隙密度為40 ppi 的泡沫金屬銅能夠明顯降低前期火焰傳播速度；

(2) 組合多孔介質條件下的爆炸超壓隨時間變化曲線均為雙峰型；當組合多孔介質第二層板孔隙密度增加時，第一超壓峰值變化較小，第二超壓峰值驟然上升；但使用衰壓能力優秀的泡沫銅，吸收大量前驅沖擊波，破壞正反饋機制，有助于降低爆炸危險性；同時強度高的泡沫鐵鎳位于泡沫銅前方，能夠防止強度低的泡沫銅形變而造成淬熄失??；

(3) 氮氣幕不僅削弱多孔介質上游爆炸反應強度，而且提升了多孔介質淬熄瓦斯爆炸火焰的性能；氮氣幕可稀釋多孔介質上游可燃氣體濃度，同時，多孔介質孔隙結構中保留許多氮氣分子，導致參與燃燒反應的高能自由基碰撞孔隙結構或與氮氣分子發生三體碰撞反應而銷毀，燃燒反應產生的熱量也被多孔介質快速耗散。