深部煤矿保压取心触发装置仿真优化及应用.pdf

深部煤矿保压取心触发装置仿真优化及应用史晓军1，李铭辉2，刘贵康1，游镇西3，郭利花4，侯乐乐4，赵祥4(1.四川大学 水利水电学院，四川 成都 610065；2.深圳大学 土木与交通工程学院，广东 深圳 518060；3.四川大学 机械工程学院，四川 成都 610065；4.金石钻探股份有限公司，河北 唐山 063004)摘要:保压控制器是深部煤矿保压保瓦斯取心装备的核心部件，其保压能力与密封性能是保压保瓦斯取心技术的关键。针对保压控制器仅由重力提供初始密封力时，初始密封比压较小、密封性能差的问题，设计了一种保压取心触发装置，以期为保压控制器实现密封提供初始密封比压。采用动力有限元对该触发装置工作过程进行数值仿真，并根据仿真结果对保压取心触发装置进行优化，之后对优化后的保压取心触发装置进行室内实验。结果表明：优化后的保压取心触发装置可为保压控制器实现密封提供足够的初始密封比压，且不影响保压控制器的保压能力，可满足井下瓦斯压力的维持。同时，为了检验保压取心触发装置在整套装备中的应用效果，开展了保压保瓦斯取心现场试验，试验测试过程中保压取心触发装置运行平稳，并成功取得保压煤心样品，验证了保压取心触发装置功能的可靠性。关键词：保压取心；触发装置；仿真优化；初始密封中图分类号：TU45；TD713 文献标志码：A 文章编号：1001-1986(2023)08-0021-09Simulationoptimizationandapplicationsofpressure-preservedtriggeringdeviceforcoringindeepcoalminesSHI Xiaojun1,LI Minghui2,LIU Guikang1,YOU Zhenxi3,GUO Lihua4,HOU Lele4,ZHAO Xiang4(1.College of Water Resource and Hydropower,Sichuan University,Chengdu 610065,China;2.College of Civil and TransportationEngineering,Shenzhen University,Shenzhen 518060,China;3.College of Mechanical Engineering,Sichuan University,Chengdu 610065,China;4.Jinshi Drilltech Co.,Ltd.,Tangshan 063004,China)Abstract:The pressure-preserved controller is the core component of pressure-and gas-preserved coring equipmentused in deep coal mines.Its pressure-preserved capability and sealing performance are the key to pressure-and gas-pre-served coring technology.Given that the existing pressure-preserved controller exhibits low initial sealing specific pres-sure and poor sealing performance when its initial sealing force is provided only by gravity,this study innovatively de-signed a pressure-preserved triggering device for coring,aiming to provide initial sealing specific pressure required forthe sealing of the pressure-preserved controller.Then,this study conducted numerical simulations of the operating pro-cess of the triggering device using the dynamic finite element method.Based on the simulation results,this study optim-ized the pressure-preserved triggering device,for which laboratory tests were conducted.The results show that the op-timized pressure-preserved triggering device can provide sufficient initial sealing specific pressure required for the seal-ing of the pressure-preserved controller without affecting the pressure-preserved capacity of the controller,thus main-taining the downhole gas pressure.Furthermore,to verify the application performance of the pressure-preserved trigger-ing device in the whole set of pressure-and gas-preserved coring equipment,this study performed an industrial test ofpressure-and gas-preserved coring.During the industrial test,the optimized pressure-preserved triggering device oper-ated smoothly,and pressure-preserved coal core samples were successfully obtained.These results verify that the optim-ized pressure-preserved controller is reliable.收稿日期:2022-12-09；修回日期:2023-04-28基金项目:煤炭资源高效开采与洁净利用国家重点实验室开放基金项目(2021-CMCU-KFZD001)；国家自然科学基金面上项目(52274133)第一作者:史晓军，1998 年生，男，山西长治人，博士，研究方向为深部岩石力学.E-mail：S通信作者:李铭辉，1988 年生，男，重庆人，博士，研究员，从事深部岩石力学与工程研究工作.E-mail： 第 51 卷 第 8 期煤田地质与勘探Vol.51 No.82023 年 8 月COAL GEOLOGY&EXPLORATIONAug.2023史晓军，李铭辉，刘贵康，等.深部煤矿保压取心触发装置仿真优化及应用J.煤田地质与勘探，2023，51(8)：2129.doi:10.12363/issn.1001-1986.22.12.0936SHI Xiaojun，LI Minghui，LIU Guikang，et al.Simulation optimization and applications of pressure-preserved triggeringdevice for coring in deep coal minesJ.Coal Geology&Exploration，2023，51(8)：2129.doi:10.12363/issn.1001-1986.22.12.0936Keywords:pressure-preserved coring;triggering device;simulation optimization;initial sealing 煤炭是我国的主体能源，煤炭资源量占国内化石能源总量的 95%。面对全球产业链与能源供应链加速重构、我国能源供应安全变数明显增长的新形势，充分发挥煤炭的压舱石作用和煤电的基础性调节作用成为必然选择1。然而，随着浅部资源不断枯竭，煤炭开采深度正以 1025 m/a 的速度快速向深部转移2-4。深部资源开发中常伴随着重大灾害事故，难以有效预测与防治，严重威胁着深部资源开采的安全性与高效性5-6。瓦斯灾害是深部矿井的第一大灾害，严重威胁煤矿安全生产，影响煤炭产能7。煤层瓦斯含量精准测定对瓦斯灾害防治以及煤层气资源开发意义重大8。传统瓦斯含量测定方法主要是通过在煤层中获取煤样后，进行瓦斯含量测定，煤样在孔内提升和地面暴露过程中有大量瓦斯逸散，导致瓦斯含量的测定结果存在较大误差。针对这一问题，国内外学者开展了大量研究工作。秦玉金9基于地勘解吸法存在的问题，提出通过推广绳索取心、保压取心、减少瓦斯含量测定误差；齐黎明10研制了卸压密闭煤层瓦斯含量测定装备，减少了瓦斯损失量，从而更准确地测定煤层瓦斯含量；袁亮等11提出一种可以实现前端自动密封和后端自动卸压的井下卸压密闭煤心取样器，利用黏液密封取样器来提高瓦斯含量；陈绍杰等12从缩短取样过程中煤样暴露时间角度出发，设计了一种反转密封取样装置；景兴鹏13-14研制了基于煤层钻孔直接机械密闭取心的瓦斯含量测试装置，使瓦斯解吸和取心装置一体化；孙四清等15-16对煤矿井下长钻孔煤层瓦斯含量精准测试技术及装置进行了试验研究，利用密闭取心设备获得的煤层气含量比常规取心法获得的煤层气含量高 20.23%40.34%；文光才等17研制了一种钻孔引射取样装置，避免了样品长时间暴露在空气中，使得对样品的分析结果准确；高明忠等18提出一种深部煤矿原位保压保瓦斯取心原理与技术，初步研制了深部煤矿原位保压保瓦斯取心装备，对煤层瓦斯含量与瓦斯压力进行精准测定。机械密闭取心装置在一定程度上减少了煤心暴露时间，避免了煤样暴露期间瓦斯气体的逸散，因而增加了煤层瓦斯含量测定值。在该装置中，首要的也是最基本的问题是如何在取心作业完成后，在狭窄的空间内有效实现取心装置底部阀门的自动关闭功能，以保持原位压力19。目前，国内外各种保压取心器都采用机械阀(球阀或翻板阀)作为保压密封机构20，如PCS(Pressure Core Sampler)21-22、Hybrid PCS(HybridPressure Core Sampler)23、PTCS(Pressure Temperat-ure Core Sampler)24-26、PCTB(Pressure Coring Toolwith Ball valves)27、PCB(Pressure Core Barrel)28、DAPC(Dynamic Autoclave Piston Corer)29等都采用球阀，如 HRC(HYACE Rotary Corer)30、FPC(FugroPressure Corer)30、PTPS(Pressure and TemperaturePreservation System)31、PTPC(Pressure Tight PistonCorer)32-34、MAC(Multiple Autoclave Corer)35 均采用翻板阀。球阀占用空间大，限制了钻取煤心的直径，翻板阀具有可以实现自紧式密封，同时获得较大的岩心直径的优势。为了使翻板阀进入初始密封阶段，O 型圈必须进行足够的初始压缩，以形成致密的密封接触面36，然而，现有翻板阀主要由重力提供初始密封力，存在初始密封比压较小，密封性能差的问题。因此，有必要在取心器内部特殊设计一种专门为保压控制器提供初始密封比压的机构，从而提高保压成功率。笔者创新设计了一种保压取心触发装置，采用动力有限元对该触发装置工作过程进行了数值仿真，根据仿真结果对保压取心触发装置进行了优化，并对优化后的保压取心触发装置进行了室内试验与现场应用，以验证保压取心触发装置在整套装备中的应用效果，解决保压控制器初始密封比压较小，密封性能差等问题。1保压取心触发装置设计保压取心触发装置由弹簧套筒、弹簧、解卡槽、弹簧限位端组成，如图 1 所示。弹簧为弹簧套筒冲击阀盖提供初始动能，弹簧套筒为保压控制器提供初始密封比压。弹簧限位端限制弹簧向上运动，进而压缩弹簧存储弹性势能；通过增大与减小弹簧刚度来调整弹簧套筒冲击速度。弹簧套筒与保压舱同轴心装配，位于保压控制器上方。保压控制器由阀盖、阀座组成，是保压保瓦斯取心装备的核心部件，如图 2 所示。取心开始前，阀盖被约束于弹簧套筒与取心器内筒之间；将取心器下放到目标层位后，开始钻进取心；取心钻头将目标层位岩心破碎，形成环向岩心柱，岩心卡爪将岩心卡住并拉断；岩心进入岩心筒后，通过抽拉中心杆带动卡簧座与弹 弹簧限位端弹簧弹簧套筒图 1 保压取心触发装置Fig.1 Pressure-preserved coring trigger device 22 煤田地质与勘探第 51 卷簧套筒向上运动；弹簧两端由于被弹簧套筒与弹簧限位端所限制，弹簧套筒向上运动过程中弹簧被压缩，为保压控制器阀盖的翻转闭合提供运动空间。保压控制器阀盖解除约束限制，在弹力和重力的双重作用下自动旋转至阀座上。进一步，预紧弹簧的弹性势能释放，弹簧套筒在弹力与重力共同作用下回弹，压紧阀盖，对阀盖表面产生冲击预紧力，触发密封保压动作；动作完成后，由于相对于初始位置弹簧仍存在一个压缩量，于是就形成了弹簧对阀盖闭合的压缩预紧力。在双重预紧作用下，密封间隙被压缩形成初始密封，完成保压舱下端密封。同时，取心器中心杆组件向上运动到位后，密封圈进入保压舱上端密封配合面，实现上端密封，如图 3 所示。岩心筒弹簧限位端弹簧阀盖钻头(a)钻进取心(b)弹簧套筒解锁(c)保压动作触发(d)保压控制器闭合(e)初始密封完成弹簧套筒阀座图 3 保压取心触发装置工作原理Fig.3 The operation principle of pressure-preserved coring trigger device 2有限元分析模型在实际取心工作中，由于保压控制器处于多场多相复杂工况下，极易受到自身结构与外界因素的干扰导致取心任务失败。因此，必须考虑保压取心触发装置工作过程中的冲击作用对保压控制器保压性能与密封性能的影响。本文采用动力有限元对该触发装置工作过程进行了数值仿真，考虑在弹簧套筒不同冲击速率下保压控制器的应力、应变、接触压力变化情况，以揭示弹簧套筒冲击速率对保压控制器动力响应的影响规律，为保压取心触发装置的优化提供理论依据。2.1数值计算模型根据自主研发的弹簧套筒与保压控制器结构并进行适当简化后，建立弹簧套筒冲击保压控制器的数值模型(图 4)。阀座高度为 48.0 mm，内径 57.5 mm，外径 79.0 mm，阀盖厚度为 8.0 mm。弹簧套筒外径62.5 mm，壁厚 2.3 mm，配重 36.8 N，长度 375.0 mm。保压控制器与弹簧套筒均采用三维实体单元建模，单元采用 C3D8R 八结点线性六面体单元类型，网格采用六面体结构化网格划分方式。模型底面处于 ZY 平面，轴线方向沿 X 轴方向。2.2计算参数及边界条件考虑到取心器在高温高压复杂多场多相环境条件下对材料的耐腐蚀与防锈要求，保压控制器与弹簧套筒采用 304 不锈钢材料，单轴拉伸试验采用四川大学岛津 AGS-X 系列电子万能试验机进行，测试结果如图 5 所示，抗拉强度为 823.6 MPa，将名义应力和名义应变转化为真实应力和真实应变37，屈服强度为634 MPa，采用理想弹塑性模型进行计算，模型计算参数见表 1。阀盖阀座图 2 保压控制器Fig.2 Pressure-preserved controller 375487962.5图 4 弹簧套筒冲击保压控制器数值模型Fig.4 Numerical model of spring barrel impact-basedpressure-preserved controller第 8 期史晓军等：深部煤矿保压取心触发装置仿真优化及应用 23 弹簧套筒与保压控制器之间、阀盖与阀座之间接触均采用面与面接触，定义带库伦摩擦的接触属性，切向行为罚函数，摩擦因数设为 0.2，法向行为设置为硬接触，接触面之间允许分离。有限元模型应用的约束边界条件如下：对阀座底部进行全约束，对弹簧套筒施加 Y、Z 轴方向位移约束和绕 X、Y 和 Z 轴旋转的转动约束。3弹簧套筒冲击保压控制器动力响应模拟分析3.1冲击过程分析弹簧套筒冲击速率与弹簧压缩量以及弹簧刚度有关，在弹簧压缩行程一定的情况下，弹簧刚度越大，弹簧套筒冲击速率越大。将弹簧套筒在保压控制器阀盖正上方 5.0 mm 处时的冲击速率分别设置为 1.0、1.5、2.0、2.5、3.0、3.5 m/s，取向下为正方向。以 2.0 m/s 冲击速率为例，选取弹簧套筒与阀盖初始接触点描绘竖直 X 方向上的速率、位移、冲击力、应力时程曲线，分析弹簧套筒冲击保压控制器过程，如图 6 和图 7所示。由图 6 可知，弹簧套筒在接触保压控制器之前以2.0 m/s 恒定速率下落，在 0.002 98 s 开始接触保压控制器，速率瞬时降低为 1.8 m/s，此时弹簧套筒竖向位移为 5.9 mm，这是由于阀盖为壳体结构，弹簧套筒最先接触的是保压控制器两侧，故其位移大于 5.0 mm。在 0.003 15 s 左右弹簧套筒速率降低为 0.5 m/s，之后弹簧套筒开始回弹与保压控制器脱离，产生相反方向的速度与位移。由图 7 可知，弹簧套筒在接触保压控制器之前，弹簧套筒冲击力与应力值均为 0，在 0.002 98 s 弹簧套筒开始接触保压控制器，冲击力瞬时增大至 336.3 N，在弹簧套筒接触部位产生最大应力 42.2 MPa，之后弹簧套筒冲击力与应力值不断增大。在 0.003 15 s 左右，弹簧套筒冲击力与应力值达到最大，分别为 3 821.4 N与 535.4 MPa。之后弹簧套筒开始回弹与保压控制器脱离，弹簧套筒冲击力与应力值逐渐减小为 0，整个冲击过程持续时间约 0.000 35 s，可见弹簧套筒冲击保压控制器的力学过程是一个瞬态过程。3.2弹簧套筒不同冲击速率下保压控制器应力与变形特征分析不同冲击速率下保压控制器应力云图如图 8 所示。可以看出，阀盖最大应力均出现在弹簧套筒与阀盖的接触部位(如图 8a 中 M 点区域)，且出现不同程度的应力集中。随着冲击速率的增大，接触部位的应力逐渐增大，应力集中区域逐渐增大，保压控制器应力与弹簧套筒冲击速率呈正相关；当冲击速率为 1.0 m/s 时，阀盖最大应力为 270.2 MPa，当冲击速率为 3.5 m/s 时，阀盖最大应力为 535.2 MPa，并且可以预测随着冲击速率的继续增大，保压控制器应力集中区域将达到屈服 应变应变应力/MPa应力/MPa00.10.200.280.360.440.20.30.40.50.60.72007207507808108404006008001 000T-1T-2T-3T-1T-2T-3注：T-1、T-2、T-3 为试样编号。图 5 304 不锈钢拉伸试验结果Fig.5 Tensile test results of 304 stainless steel 时间/s速率/(ms1)速率竖向位移/mm竖向位移020.001 00.002 00.003 00.004 01012376543210图 6 弹簧套筒速率和位移时程曲线Fig.6 Time-varying speed and displacement curves ofthe spring barrel 时间/s冲击力/N冲击力应力/MPa应力04 0000.001 00.002 00.003 00.004 03 0002 0001 00001 0006005004003002001000图 7 弹簧套筒冲击力和应力时程曲线Fig.7 Time-varying impact force and stress curves ofthe spring barrel 表1304 不锈钢力学性能参数Table1Mechanicalpropertiesof304stainlesssteel弹性模量E/GPa密度/(kgm3)泊松比屈服强度s/MPa1937 9300.3634 24 煤田地质与勘探第 51 卷而开始失效。保压控制器是深部煤矿保压保瓦斯取心装备的主要承压部件，合理选取其工作应力值是保障取心器安全、合理使用的科学基础。根据国内外压力容器标准，选取材料安全系数为 1.538，则csS=634.01.5=422.7 MPa(1)cs式中：为工作应力；为屈服强度；S 为安全系数。因此，当冲击速率高于 2.5 m/s 时，弹簧套筒冲击对保压控制器应力影响明显，严重影响保压控制器的保压能力。不同冲击速率下保压控制器位移云图如图 9 所示。可以看出，随着冲击速率的增大，位移逐渐增大，保压控制器变形与弹簧套筒冲击速率呈正相关；当冲击速率为 1.0 m/s 时，阀盖最大位移为 0.085 mm，当冲击速率为 3.5 m/s 时，阀盖最大位移为 0.272 mm。弹簧套筒冲击速率对保压控制器变形影响也集中在弹簧套筒与阀盖的接触部位，尚未威胁到保压控制器的保压能力与密封能力。(a)1.0 m/s 冲击速率位移/mm0.0850.0710.0570.0430.0280.0140(b)1.5 m/s 冲击速率(c)2.0 m/s 冲击速率位移/mm0.1280.1060.0850.0640.0430.0210位移/mm0.1630.1360.1090.0820.0540.0270(d)2.5 m/s 冲击速率位移/mm0.2000.1670.1330.1000.0670.0330(e)3.0 m/s 冲击速率(f)3.5 m/s 冲击速率位移/mm0.2390.1990.1590.1190.0800.0400位移/mm0.2720.2270.1820.1360.0910.0450冲击速率/(ms1)位移/mm1.00.051.52.02.53.03.50.100.150.250.200.30图 9 不同冲击速率下保压控制器位移云图Fig.9 Displacement nephograms maps of the pressure-preserved controller under different impact rates 值得注意的是，当保压控制器完成初始密封，压力增大到一定程度后，进入金属与金属的硬密封阶段，此时阀盖与阀座之间密封接触面随着载荷增大越压越紧。但在完成初始密封前，冲击速率增大到一定值后，阀盖会由于冲击回弹产生相反方向的位移，在实际应用中，阀盖其中一侧是铰链连接的，不会出现如图 10 所示阀盖两侧产生同步位移，但其另一侧回弹也会影响到保压控制器的密封性能，应该予以考虑。3.3弹簧套筒不同冲击速率下保压控制器密封稳定性分析大量研究表明，接触压力的大小反映了密封件的密封能力39-40，如周志鸿等41提出 O 型圈密封条件为接触压力最大值大于密封介质压力值，Li Cong 等42认为保压控制器的最终承载能力受到密封失效问题的限制，并提出根据阀盖与阀座间接触压力波动来估算保压控制器极限承载压力能力的方法。因此，本文通过监测阀盖与阀座间接触压力大小对保压控制器密封性能进行评估。不同冲击速率下阀盖与阀座间接触压力如图 11所示。可以看出，保压控制器接触压力与弹簧套筒冲击速率呈正相关，当冲击速率为 1.0 m/s 时，阀盖与阀 应力/MPaM(a)1.0 m/s 冲击速率270.2225.5180.8136.191.446.72.0应力/MPa(b)1.5 m/s 冲击速率328.3273.9219.5165.1110.856.42.0(c)2.0 m/s 冲击速率应力/MPa372.3311.6250.9190.1129.468.77.9应力/MPa(d)2.5 m/s 冲击速率416.1347.6279.1210.6142.173.65.1应力/MPa(e)3.0 m/s 冲击速率484.8404.4324.1243.8163.583.22.9(f)3.5 m/s 冲击速率应力/MPa535.2448.3361.4274.5187.6100.713.8冲击速率/(ms1)应力/MPa1.02401.52.02.53.03.5320400480560图 8 不同冲击速率下保压控制器应力云图Fig.8 Stress nephograms of the pressure-preserved controller under different impact rates第 8 期史晓军等：深部煤矿保压取心触发装置仿真优化及应用 25 座 间 最 大 接 触 压 力 为 30.0 MPa，当 冲 击 速 率 为3.5 m/s 时，阀盖与阀座间最大接触压力为 89.5 MPa。当速度大于 2.0 m/s 时，阀盖与阀座间形成了连续的密封接触面，可以为保压控制器实现密封提供足够的初始密封比压。随着冲击速率的增大，阀盖与阀座间接触压力逐渐增大，弹簧套筒冲击速率对保压控制器应力与变形的影响在未威胁到保压控制器保压能力前，接触压力值越大，说明保压控制器初始密封性能越好。(a)1.0 m/s 冲击速率接触压力/MPa302520151050(b)1.5 m/s 冲击速率接触压力/MPa42.335.328.221.214.17.10(c)2.0 m/s 冲击速率接触压力/MPa52.944.135.326.517.68.80(d)2.5 m/s 冲击速率接触压力/MPa63.252.742.231.621.110.50(e)3.0 m/s 冲击速率接触压力/MPa76.363.650.838.125.412.70(f)3.5 m/s 冲击速率接触压力/MPa89.574.659.644.729.814.90冲击速率/(ms1)接触压力/MPa1.01.52.02.53.03.53045756090图 11 不同冲击速率下阀盖与阀座间接触压力Fig.11 Contact pressure between the valve cover and valve seat at different impact rates 综上所述，弹簧套筒冲击速率存在一个临界区间，对保压控制器密封能力与保压能力的影响呈现相互制约关系。当冲击速率低于 2.0 m/s 时，弹簧套筒不能提供足够的初始密封比压，保压控制器阀盖与阀座间形成的密封接触面不连续，不能保持很好的密封性能；当冲击速率高于 2.5 m/s 时，又对保压控制器应力影响明显，严重影响保压控制器的保压能力。弹簧最大压缩量为 120 mm，弹簧回弹后在保压控制器阀盖正上方 5.0 mm 时，形变量为 75 mm。根据能量守恒定律得：12kx2+mgh=12mv2(2)v=kx2m+2gh=2.5 m/s(3)kx式中：为弹性系数；为形变量；m 为质量；g 为重力加速度；h 为高度；v 为速度。求得：k=2.5 N/mm。因此，根据数值模拟分析结果，通过调整弹簧弹性系数为 2.5 N/mm，将保压取心触发装置中弹簧套筒冲击速率优化为 2.5 m/s，使其既可以满足初始密封要求，又不至于影响到保压控制器的保压能力。4保压取心触发装置室内试验及现场应用为了对优化后的保压取心触发装置进行功能验证，将保压取心触发装置集成于保压保瓦斯取心装备上，采用电动试压泵开展了取心器动作测试与保压能力测试。将电动试压泵的低压管路与保压保瓦斯取心器的压力接头相连，通过中心杆抽拉岩心筒，模拟保压取心过程，当保压控制器触发后，取心器内部形成保压舱，如图 12 所示。电动试压泵最大试验压力为 10 MPa，所用压力表量程为 10 MPa。首先对未安装保压取心触发装置的取心器进行保压能力测试，保压控制器阀盖自然闭合后，用电动试压泵向取心器的保压舱内部充入一定水压，发现取心器底部阀盖由于初始密封力不够，密封圈暴露在外，发生 图 10 冲击速率高于一定值阀盖回弹Fig.10 Diagram of valve cover bouncing back when the impact rate is higher than a certain value 电动试压泵压力表触发装置保压控制器低压接头中心杆图 12 保压取心触发装置室内试验Fig.12 Laboratory test of the pressure-preserved triggeringdevice for coring 26 煤田地质与勘探第 51 卷漏水，保压失败，如图 13 所示。将保压取心触发装置安装于取心器后，重新进行取心器动作测试与保压能力测试。经过测试，中心杆抽拉到位后可顺利触发取心器的保压功能。采用电动试压泵通过打压管路向保压舱内部充入水压，分 3 次加压将取心器保压舱内部压力升高至 8 MPa，并记录压力表读数，试验结果如图 14 所示。图 13 初始密封力不够导致阀盖漏水Fig.13 The valve cover undergoing water leakage due toinsufficient initial sealing force 时间/min压力/MPa00204060801001202468图 14 取心器压力舱压力曲线Fig.14 The pressure curve of the corer pressure chamber 第一次升压阶段 10 s 内将舱内压力升高至 2 MPa，维持 30 min，压力表读数无变化，继续向舱体内加压，舱内压力升高至 4 MPa，维持 30 min，压力表读数无变化，保压效果良好。进一步升压至 8 MPa，经过 1 h 的试验时间，压力维持在 8 MPa，保压效果良好，证明优化后的保压取心触发装置可为保压控制器实现密封提供足够的初始密封比压，且不影响保压控制器的保压能力，可满足井下瓦斯压力的维持。为了进一步检验保压取心触发装置在整套装备中的应用效果，在陕西省宝鸡市园子沟煤矿开展了保压保瓦斯取心工业性试验，进行了 2 次水平取心和 6 次垂直取心，在现场测试过程中保压取心触发装置运行平稳，阀盖完成了基本动作，其中 7 次都成功取得了保压煤心，成功率高达 87.5%，如图 15 所示。5结论a.创新设计了一种保压取心触发装置，开展了弹簧套筒冲击保压控制器的动力响应数值模拟分析，结果表明：弹簧套筒冲击速率存在一个临界区间。当冲击速率低于 2.0 m/s 时，弹簧套筒不能提供足够的初始密封比压，保压控制器阀盖与阀座间接触压力较小，形成的密封接触面不连续，不能保持很好的密封性能；当冲击速率高于 2.5 m/s 时，又对保压控制器应力影响明显，严重影响保压控制器的保压能力。b.根据仿真结果将保压取心触发装置中弹簧套筒冲击速率优化为 2.5 m/s，并对优化后的保压取心触发装置进行了室内功能验证。当无保压取心触发装置时，保压控制器由于初始密封力不够，不能有效密封；安装保压取心触发装置后，保压效果良好。c.开展了保压保瓦斯取心现场试验，在现场测试过程中保压取心触发装置运行平稳，并成功取得保压样品。参考文献(References)康红普，王国法，王双明，等.煤炭行业高质量发展研究J.中国工程科学，2021，23(5)：130138.KANG Hongpu，WANG Guofa，WANG Shuangming，et al.Highquality development of Chinas coal industryJ.StrategicStudy of CAE，2021，23(5)：130138.1 GAO Mingzhong，ZHANG Ru，XIE Jing，et al.Field experi-ments on fracture evolution and correlations between 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