温压荷载作用下深部原位保压取心控制器承压特性研究.pdf

温压荷载作用下深部原位保压取心控制器承压特性研究梁巍巍1，李聪2，刘贵康2，游镇西2，史晓军2(1.晋能控股装备制造集团成庄矿，山西 晋城 048000；2.四川大学 水利水电学院，四川 成都 610065)摘要:深部原位保压取心是深部流态资源(煤层气、页岩气等)储量评估的重要途径，其密封性能与承压能力受温压影响显著。然而目前研究鲜有考虑深部原位环境(温度、压力)对保压控制器极限耐压能力与保压效果的影响。围绕保压控制器在深部环境下承压性能关键问题开展研究，进行保压控制器运动分析，开展 304 钢高温拉伸实验，获取其材料力学特性。基于自主研发的保压取心实验室模拟测试平台与数值仿真研究手段，模拟深部原位环境下保压控制器结构变形与应力分布特征，提出保压控制器失效控制策略。结果表明：(1)随着温度增加，304 钢的屈服强度呈降低趋势，25、50、100、150、200 条件下，其平均屈服强度分别约为 556.42、536.26、513.22、511.00、489.88 MPa；(2)其失效内因在于阀盖等效应力集中于底面中部，阀盖结构变形以短轴两翼向内部收缩为主，导致密封接触压强降低，无法形成有效密封；(3)为了提高保压控制器的承压性能，建议通过优化材料性能(选取弹性模量大的材料)来降低保压控制器的变形，或在阀座内置限位结构来控制阀盖弱侧变形，促使保压控制器处于“越压越紧”的良性状态。相关研究可为深部原位保压取心控制器结构优化与能力增强提供借鉴。关键词：深部开采；原位取心；保压取心；保压控制器；承压性能中图分类号：TU45；TD713 文献标志码：A 文章编号：1001-1986(2023)08-0068-11Pressure-bearingcharacteristicsofpressure-preservedcontrollersunderdeepin-situtemperatureandpressureconditionsLIANG Weiwei1,LI Cong2,LIU Guikang2,YOU Zhenxi2,SHI Xiaojun2(1.Jinneng Holding Equipment Manufacturing Group Chengzhuang Mine,Jincheng 048000,China;2.College of Water Resource and Hydropower,Sichuan University,Chengdu 610065,China)Abstract:Deep in-situ pressure-preserved coring is an important method for the reserves evaluation of deep flow re-sources,such as coalbed methane and shale gas.The sealing performance and pressure-bearing capacity during the cor-ing are significantly affected by temperature and pressure.However,existing studies scarcely incorporate the influenceof the deep in-situ environment(i.e.,temperature and pressure)on the ultimate pressure-bearing capacity and pressure-preserved effects of pressure-preserved controllers(PRCs).Focusing on the key issues related to the pressure-bearingperformance of PRCs in a deep environment,this study conducted a kinematic analysis of PRCs.This study also per-formed high-temperature tensile tests of 304 stainless steel,determining its mechanical properties.Based on the self-de-veloped laboratory simulation test platform and numerical simulation methods for pressure-preserved coring,this studyobtained the structural deformations and stress distribution of PRCs under the simulated deep in-situ environment.Ac-cordingly,this study proposed a failure control strategy for PRCs.The results are as follows:(1)The yield strength of304 stainless steel showed a downward trend as the temperature increased.Its average values were 556.42 MPa,收稿日期:2023-07-08；修回日期:2023-07-28基金项目:国家重大科研仪器研制项目(51827901)；四川省自然科学基金项目(2023NSFSC0919)；四川大学专职博士后研发基金项目(2023SCU12122)第一作者:梁巍巍，1984 年生，男，山西晋城人，硕士，工程师，从事矿井通风、瓦斯治理与防突技术等方面研究工作.E-mail：通信作者:李聪，1994 年生，男，山东枣庄人，博士，助理研究员，从事深部岩石力学与保真取心技术装备等方面研究工作.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梁巍巍，李聪，刘贵康，等.温压荷载作用下深部原位保压取心控制器承压特性研究J.煤田地质与勘探，2023，51(8)：6878.doi:10.12363/issn.1001-1986.23.07.0407LIANG Weiwei，LI Cong，LIU Guikang，et al.Pressure-bearing characteristics of pressure-preserved controllers under deep in-situ temperature and pressure conditionsJ.Coal Geology&Exploration，2023，51(8)：6878.doi:10.12363/issn.1001-1986.23.07.0407536.26 MPa,513.22 MPa,511.00 MPa,and 489.88 MPa at 25,50,100,150,and 200,respectively.(2)Theinternal reason for PRC failure was determined.For the valve cover of a PRC,its equivalent stress was concentrated inthe central part of its bottom,and its structural deformations were dominated by the contraction from both wings of itsshort axis toward its inside.As a result,the pressure intensity of the sealing contact reduced,making it difficult to formeffective sealing.(3)To improve the pressure-bearing capacity of PRCs,it is recommended that material propertiesshould be optimized(i.e.,by selecting materials with a high elastic modulus)to reduce the deformation of PRCs or thatthe deformations on the weak side of the valve cover should be controlled by installing a limit structure in the valve seatto make the PRCs become tighter under higher pressure.This study can be used as a reference for the structural optimiz-ation and capability enhancement of deep in-situ PRCs.Keywords:deep mining;in-situ;pressure-preserved coring;pressure-preserved controller;pressure-preserved character-istics 保压取心是能使取出的岩心始终保持在地层原始孔隙压状态的取心技术，其被认为是获取岩心参数(原位压力、含气量、饱和度等)的最优方法1-3。传统取心技术获得的岩心已经释放了原岩内部流体介质及孔隙压力，导致深部工程开发难以依据真实的物理力学参数和模型来设计4。据估算，传统取心方法无孔隙压力保护措施，在取心、提心过程中逸散的流体介质(煤层气、页岩气等)可能达 50%以上5。保压取心技术无需对取心、提心过程中瓦斯损失量进行估算，可有效评估常规和非常规储层煤层气资源6。国内外学者针对保压取心技术开展了大量研究。从发展历程来看，19 世纪 30 年代保压取心理念被首次提出，直到 19 世纪 70 年代仍停留在实验室研究阶段6-8。在 20 世纪 70 年代，美国早期研制的 PCB(Pres-sure Core Barrel)由于球阀关闭问题，取心率非常低9。1983 年，美国 ODP(Ocean Drilling Program)组织发展了第二代 PCB 取心器，在布莱克海岭取得了保压可燃冰样本。随后，在 PCB 的基础上，延续改进成 PCS(Pres-sure Core Samplers)，主要从 3 个方面进行改进：提高保压能力、改善其与 ODP 钻具组合的兼容性、建立带压转移测试系统，于 1995 年 ODP 164 段钻井期间第一次使用 PCS 系统。而后，由欧盟海洋科学与技术项目资助的水合物取心设备系统 HYACE(Hydrate Cor-ing Equipment System)于 20 世纪 90 年代末被研发，该工具集成动力马达旋转钻进切割深海沉积物。德国分别于 2002 年和 2003 年研发并使用了 MAC(Mul-tiple Autoclave Corer)、DAPC(Dynamic Autoclave Pis-ton Corer)10。日本石油天然气金属国家公司发展了保温保压取心器 PTCS(Pressure Coring Tool with BallValves)11，能够在 30 MPa 的压力下工作。从 2000 年开始，“Hybrid-PCS”(the Hybrid-Pressure Core Sampler)或“PCTB”系列(Pressure Core Tool with Ballvalve)的工具已经被研发。针对深部油气资源保压取心，M.Davis 等12研发了页岩 Controlled Pressure Coring以及实验室测试方法，可以定量评估原位资源储量，设计的保压能力 6.9 MPa(约 700 m 以浅的地面井取心)。中国石油集团长城钻探工程有限公司于 2014 年研制了 GWY194-70BB 型保压取心工具，保压能力 20 MPa，岩心直径 70 mm，并改进完善成 GW-CP194-80A 型起钻式保压取心工具，保压能力 60 MPa，岩心直径80 mm13。针对煤层气保压取心，王兆丰等14研发了冷冻取心技术，抑制煤层瓦斯解吸，可以显著提高煤层瓦斯含量测定精度，但也难以实现保压。中国石油长城钻探工程有限公司研制了 GW-CP194-80M 型煤层气双保压取心工具15-16。中煤科工集团西安研究院研发了针对精确测定煤矿井下和地面煤层气含量的密闭取心器，该工具依靠球阀密封可实现直径 38 mm、长度 1.2 m 的 密 闭 保 压 取 心，其 最 大 保 压 能 力 为10 MPa17-19。王西贵等16研发了煤层气保温保压保形取心工具，保压能力为 60 MPa，可有效减少起钻过程中吸附气和游离气的散失。保压取心技术的核心与关键就是保压控制器的结构设计与性能研究。保压控制器是一个将岩心密封在压力筒的最下部机械阀，决定了保压取心器的极限承载能力。其中，PCS 设计的保压能力为 70 MPa，PCB 和 PCTB 的保压能力为 35 MPa，PTCS 和 PTPS的保压能力为 30 MPa，FPC 和 HRC 的保压能力为25 MPa，PTPC 和 DAPC 的保压能力为 20 MPa。然而深部钻探面临高温高压的极端环境(可能超过 150、35 MPa)，给保压取心带来极大挑战，尤其是保压控制器关键部件的承压性能，其性能稳定不仅影响着保压取心的作业深度，更直接关系着现场取心操作人员的人身安全。ODP 技术报告design and operation of awireline pressure core sampler(PCS)指出20，第一个也是最基础的难题是在获取岩心后如何更好地“关闭阀门”。深部工程面临着“高地应力、高地温、高渗透压”的原位环境3，地温梯度一般为 3050/km，据此估第 8 期梁巍巍等：温压荷载作用下深部原位保压取心控制器承压特性研究 69 算，3 0005 000 m 深部资源取心作业可能面临超过150 的严苛环境。目前深部煤炭地下开拓开采难以达到此深度，地面井开采煤层气可能面临超过 100的条件。另一方面，深井孔底固(固体颗粒等)液(地层水、泥浆等)气(瓦斯、油气等)多相共存状态，对保压控制器力学行为和密封可靠性产生较大影响，国内外各类保压取心器工程应用过程中平均保压成功率不足 60%21。目前鲜有针对温压荷载作用下保压控制器的结构优化与承压性能的研究，有必要结合深部赋存环境，开展保压控制器承压性能研究，探索其力学行为规律(包括应力分布、应变特征、破坏形式、保压特性等)，分析保压控制器的失效机理，提出保压控制器优化设计策略，优化设计适用于深部原位环境的保压控制器构型，为深部原位保压取心技术提供方案参考。1深部原位保压取心技术原理与运动分析针对目前保压取心器优化方向，研究团队提出了深部原位保压取心原理及技术，研制了深部煤矿保压保瓦斯取心样机(原理技术及样机均来自文献深部煤矿原位保压保瓦斯取芯原理与技术探索)22，来实现自动密封、主动压力补偿、保压时间长、保压效果好的技术目标23。在取心器内部采用自触发保压控制器来实现岩心孔隙压力的自动密封24-25。保压控制器是作为岩心舱体下部的密封机构，决定了保压取心器的极限耐压强度，其主要由阀盖、阀座、连接件以及相关密封件等组成。阀盖是保压控制器的主要承压部件，其与阀座的配合间隙直接影响着保压控制器整体的密封性能。本文基于牟合方盖几何原理，结合保压取心器实际设计参数，采用空心圆柱与圆锥相贯的几何模型，提出锥形保压控制器构型，如图 1、图 2 所示，图 1中 为阀盖跨度所对应的圆心角。主要原理如下：取心开始前，保压控制器阀盖安装在取心器内外筒之间；取心完成后，岩心随着中心杆移动至岩心存储舱；当越过阀盖上端极限位置时，阀盖自动翻转至与阀座匹配位置，实现岩心舱的自动密闭。同时，取心器内置压力补偿模块，实时对岩心舱内部压力进行调节。y=y(x)p(x,y)为深入分析保压控制器的运动状态并验证其闭合稳定性，以 O 为坐标原点，建立如图 3 所示坐标系。设阀盖旋转后 B 点坐标为(a,b)。设保压控制器阀盖运动轨迹为，设为运动轨迹上任意一点，则可由能量守恒求得保压控制器阀盖的运动速度：12mv2=W(x,y)y(x)=0,x=0y(x)=b,x=a(1)mvW式中：为阀盖质量；为运动速度；为外力做功，是 x、y 的函数。由此可得：v=2W(x,y)m(2)dsdt令为轨迹曲线弧长的微分，为运动时间微分，则：dsdt=v=2W(x,y)m(3)则运动总时间为：t=wa01+(dydx)22Wmdx(4)W=mgy当保压控制器仅受重力触发时，有(g 为重力加速度)，代入式(3)，得：t=wa0F(x,y)dx=wa01+(dydx)22gydx(5)y(x)即确定函数，使其满足边界条件，并使泛函 t取最小值。则有：Fy=12g1+p22y3/2(6)Fp=12gpy1+p2(7)初始状态密封状态图 1 深部原位保压取心原理Fig.1 Schematic of deep in-situ pressure-preserved coring 保压控制器 图 2 深部原位保压取心器Fig.2 Deep in-situ pressure-preserved coring device 70 煤田地质与勘探第 51 卷p=dydx其中，。V将上式代入欧拉方程，使 取极大值，有：V=wa0Fyddx(Fy)ydx(8)1+p22y3/2+ddxpy1+p2=0(9)解得：x=A2A2sin，y=A2A2cos(10)式中：为翻转角度；A 为待定系数。a=39.5 mm b=37.25 mm根据保压控制器实际设计参数，代入边界条件，求得待定系数 A。采用Newton 迭代法，运用 MATLAB 解此非线性方程，得：x=20.632 3(sin)，y=20.632 3(1cos)(11)绘制保压控制器最短闭合时间的运动轨迹，如图 4 所示。针对此种运动规律，特别设计了滑轨式弹片连接，解除阀盖闭合运动过程的轴向约束，可实现阀盖在旋转过程中自适应调节。基于此，在设计的透明外管实验装置上进行 13 次触发实验(图 5)，动作均成功触发。初始状态 提心状态 触发状态 扣合状态 保压控制器 套筒 连接结构 图 5 保压控制器触发测试Fig.5 A triggering test of a pressure-preserved controller 2温度作用下保压控制器材料拉伸特性深部原位环境的高温、高压环境可能对金属材料力学性能产生较大影响。为研究典型金属材料在深部原位环境条件下的力学行为，需开展不同温度环境下金属材料的室内拉伸试验，获取其力学参数，为保压控制器的模型构建、数值仿真提供依据，为保压控制器的设计和研发提供不可或缺的基本力学参数。依据GB/T 228.22015 金属材料 拉伸试验 第 2 部分：高温试验方法开展高温单轴拉伸试验研究。304 钢具有韧性高、耐蚀性、耐热性，低温强度和机械特性。所选试件为保压控制器同批材料，加工成标准试件。试件标距 LO=32 mm。在 25、50、100、150、200 条件下进行直接拉伸试验(图 6、图 7)。其中，25 为室温对照试验，50、100、150 分别模拟 1 000、2 000、3 000 m 取心的温度，200 为考虑设计裕量设置的温度条件，并可为近万米深井的设备选型探索性测试。为避免试验偶然性误差，每个温度条件进行 3 次试验。试验步骤如下：(1)试件安装。首先将试件夹持到试验机的上夹头上，再移动下夹头使其达到适当位置，并把下端夹紧。安装并校准引伸计。将试件加热到预设温度，并保持温度不变 20 min。(2)初始化设备。将初始数据清零，开动试验机，使试件受到缓慢增加的拉力，预加少量荷载，观察上下夹头同轴度。初始采用应变率控制，设置应变率为 5 104 s1，弹性范围内应力速率不超过 5 MPa/s。(3)拉伸加载。严格按照试验机操作规程，对试件缓慢匀速加载，电脑自动记录拉伸曲线。应变达到 0.002 之后去掉引伸计，采用机器位移监测，采用 0.325 mm/min 的位移控制，直到拉断为止。(4)观察记录。从试验机上取下试件，观察断口形貌。测量断后试件颈缩直径、断后标距长度。xyOB(a,b)图 3 坐标系建立Fig.3 Coordinate system 4035302520151054035302520151050 x/mmy/mm图 4 保压控制器运动轨迹Fig.4 Motion trajectory of a pressure-preserved controller第 8 期梁巍巍等：温压荷载作用下深部原位保压取心控制器承压特性研究 71 引伸计加温腔图 6 电子万能试验机Fig.6 An electronic universal testing machine (a)安装引伸计(b)试验中(c)试验后图 7 高温拉伸试验Fig.7 A high-temperature tensile test 不同温度环境下 304 钢的拉伸试验结果如图 8 所示，可以看出，温度对 304 钢塑性阶段应力应变有显著影响。不同温度作用下 304 单向拉伸过程均经历弹性阶段、屈服阶段、强化阶段、软化阶段。在弹性阶段内，试样应变与应力成正比关系，平均弹性模量约为163.1 GPa。经过弹性极限后，材料进入屈服阶段，25、50、100、150、200 条件下，平均屈服强度约为556.42、536.26、513.22、511.00、489.88 MPa(图 9)，屈服强度对应的平均应变约为 0.005 3、0.005 0、0.004 4、0.006 3、0.005 7。随温度增加，304 钢平均屈服强度呈降低趋势。达到上屈服极限后，材料进入强化段，直至达到抗拉强度。随温度增加，塑性应变、应力、抗拉强度均呈降低趋势。25、50、100、150、200 条件下，304 钢的平均断裂总伸长率分别为 0.591 1、0.482 2、0.346 1、0.265 5、0.224 9(图 10)，平均塑性应变分别为0.585 8、0.477 3、0.341 6、0.259 2、0.219 3。总体而言，温度主要影响该材料的塑性阶段，随着温度增加，抗拉强度、屈服强度、最大塑性应变等均呈降低趋势。304 钢在 150 以下具备较好的工作性能，可用作保压控制器的材料。同时，200 对于密封圈的影响将更加凸显，因此将重点探索 150 以下保压控制器的性能，测试的材料性质(名义应力应变)可作为温压荷载作用下保压控制器应力应变数值仿真的基础数据。3温压荷载作用下保压控制器应力应变数值仿真为定量分析保压控制器在 30 MPa 压力与不同温dde度作用下实际状态，基于第 2 章的材料参数，采用数值仿真手段探索保压控制器的应力状态及应变特征。依据 ABAQUS/CAE 用户手册和弹塑性理论26，弹塑性材料的一般本构方程矩阵形式的应力增量可以用弹性应变增量表示，即：d=Cde=C(ddp)(12)dp=dg=Lhg(13)L=fTC d(14)0.10.20.30.40.50.602004006008001 000150 第一次150 第二次150 第三次200 第一次200 第二次200 第三次25 第一次25 第二次25 第三次50 第一次50 第二次50 第三次100 第一次100 第二次100 第三次20015010050应力/MPa应变25抗拉强度降低屈服强度降低断裂伸长率降低弹性阶段屈服阶段强化阶段软化阶段图 8 不同温度作用下 304 钢应力应变曲线Fig.8 Stress-strain curves of 304 stainless steel under differenttemperatures 050100150200450500550600650700750800850 屈服强度 抗拉强度拉应力/MPa温度/图 9 304 钢强度变化Fig.9 Strength of 304 stainless steel 05010015020010203040506065断裂伸长率/%温度/图 10 304 钢断裂伸长率变化Fig.10 Elongation at break of 304 stainless steel 72 煤田地质与勘探第 51 卷Cddpdg/Lh式中：为矩阵形式的弹性模量张量；为总应变增量；为塑性应变增量；为标量函数；为塑性势函数的梯度向量；为加载准则函数；为正标量函数。根据 30锥形保压控制器实际几何尺寸，建立几何模型并划分六面体网格，如图 11 所示。基于高温拉伸试验获得的不同温度下 304 钢材名义应力应变曲线，将其转换为真实应力应变曲线，赋予至保压控制器 的几何模型。材料的线膨胀系数设为 1.71051，弹性模量为 163.1 GPa，泊松比设为 0.3。保压控制器阀盖与阀座之间采用面面接触，设为有限滑移，即允许接触面之间任意大小 的相对滑动和转动，接触面摩擦因数设为 0.15。依据实际作业工况，设置保压控制器边界条件为阀座底面固定，阀盖上端施加垂直于表面的静水压力。采用 C3D8R 单元及显式动力分析，设置模型初始温度场为 20。为提高计算的稳定性，分为 3 个荷载步进行加载，荷载步 1 和荷载步 2 仅施加温度条件，荷载步 3 施加压力条件。荷载步 1 保持 20，荷载步 2 施加模拟深部原位环境的温度荷载，将温度分别升高至 25、50、100、150(大致相当于模拟地表、1 000、2 000、3 000 m 取心的温度工况)，荷载步 3 施加模拟深部原位环境的压力荷载，在保压控制器阀盖外表面施加垂直于外表面的 30 MPa 均布荷载。阀盖 阀座YZXO 图 11 保压控制器几何模型及网格划分Fig.11 Geometric model and gridding of a pressure-preservedcontroller 为降低网格划分精度对于计算结果的影响，开展计算模型网格敏感度分析。由于本文重点关注结构整体的变形与应力，故选取 4 项指标(最大等效应力、最小等效应力、最大位移与最小位移)作为网格划分精度的影响判据。以 25、30 MPa 条件为例，图 12 和图 13为网格数目对于 4 项指标的影响规律，可以看出，网格数目在 14 07268 688，对于等效应力计算结果较大，当网格数目大于 68 688(拐点)时，最大、最小等效应力均趋于平缓，且最大位移与最小位移一直较为稳定。综合考虑计算时间与关键指标精度因素，网格划分数目处在 167 884 和 621922。不同温度作用下保压控制器等效应力如图 14 所示，可以看出，保压控制器阀盖底面等效应力主要集中在中部，从中间向 X 轴两侧，应力水平不断降低，表明阀盖承压状态良好，起到了有效支撑作用。随着温度升高，中部应力集中区不断增大。由于材料屈服强度随着温度升高不断降低，阀盖底面应力集中区的等效应力也随着温度升高不断降低，30 MPa 荷载作用下，25、50、100、150 保压控制器阀盖底面中部最大等效应力分别为 590.5、584.1、558.9、550.4 MPa。不同温度下在阀盖底面四角均存在一个低应力区域，且长轴方向应力较大，说明保压控制器长轴为主要支撑轴。不同温度下阀盖底面短轴测线等效应力分布如图 15所示。可以看出，中部高应力区受温度影响显著，应力从中部向两端逐渐降低。应力集中出现在阀座与阀盖接触区域，且随着温度增加，应力集中区不断扩大。不同温度环境与 30 MPa 荷载下保压控制器竖向真应变(LE)如图 16 所示。可以看出，竖直方向大应变集中于阀盖底面中部区域。随着温度不断增加，总体的应变水平与应变集中区域也不断增加。30 MPa荷载作用下，25、50、100、150 保压控制器阀盖底面 0123456600620640660680690最大应力最大位移单元数目/105单元数目优先范围最大等效应力/MPa最大位移/mm00.20.40.60.81.01.2图 12 网格数目对最大应力和最大位移的影响Fig.12 Influence of the grid number on maximum stress andmaximum displacement 00.20.40.60.81.01.2012345620.030.040.050.060.062.5最小位移最小应力单元数目/105单元数目优先范围最小等效应力/MPa最小位移/mm图 13 网格数目对最小应力和最小位移的影响Fig.13 Influence of the grid number on minimum stress andminimum displacement第 8 期梁巍巍等：温压荷载作用下深部原位保压取心控制器承压特性研究 73 中部最大应变分别为 0.003 25、0.004 59、0.005 36、0.006 38。结合位移云图发现，阀盖短轴(X 方向)两翼向内部收缩，阀盖短轴两翼总位移量显著大于长轴两侧，表明荷载作用下，阀盖沿着阀座斜面向下滑动、收缩变形。保压控制器采用耐温 O 型密封圈密封，依靠阀盖与阀座之间的挤压使密封圈发生弹性变形，在密封接触面上产生接触压力。当接触压力大于密封比压时可以保压。当荷载不断增大，阀盖短轴外缘沿接触面产生大位移，由于有效接触面积过小，难以形成拱式平衡，接触压力降低，无法提供足够的密封比压。在此条件下，阀盖边缘密封圈下端会先暴露。在水压荷载下，密封间隙不断增大，直至密封圈被挤压失效，导致整体失效。基于笔者提出的保压控制器的数值仿真失效判据(即通过密封界面接触压强变化特征来估算)25，锥形保压控制器的极限保压能力约为 27.8 MPa。为了增强保压取心的最大能力，以更好地服务深层煤层气的勘探，保压取心器研制应考虑深部原位温度对于结构耐压性能影响，优化结构设计与材料参数。结构上，在阀座内部增加马鞍形限位结构来控制阀盖弱侧变形，并可根据取心器空间尺寸增大结构厚度；材料上，优选弹模大的材料(以提高抗弯刚度)，以提高其整体耐压性能(图 17)。为了检验结构优化的实际效果，需进一步开展保压控制器极限耐压实验测试。4温压荷载作用下保压控制器承压特性实验研究为了测试优化设计的保压控制器耐温耐压性能，自主研制了第三代保压取心实验室模拟测试平台(图 18、图 19)，可实现最高 200 MPa、150 模拟环境下保压控制器的耐压性能测试。本实验装置主要包括辅助气源系统、液压系统、中控系统、超高压高温(a)25等效应力/MPa(Avg:75%)649.77547.52445.27343.02240.77138.5236.27(b)50等效应力/MPa(Avg:75%)639.02537.60436.19334.77233.36131.9430.53(c)100等效应力/MPa(Avg:75%)612.99515.56418.12320.68223.25125.8128.37(d)150等效应力/MPa(Avg:75%)589.55496.35403.15309.94216.74123.5430.34图 14 不同温度作用下保压控制器应力云图(30 MPa 荷载)Fig.14 Stress contour charts of a pressure-preserved controller under different temperatures(30 MPa)3020100102030100200300400500600等效应力/MPaX/mm2550100150低应力区图 15 阀盖底面短轴应力分布Fig.15 Stress distribution along the short axis of the bottom of thevalve cover 74 煤田地质与勘探第 51 卷(a)25竖向真应变(Avg:75%)0.004 640.003 620.002 600.001 580.000 570.000 450.001 47(b)50竖向真应变(Avg:75%)0.008 680.007 050.005 420.003 790.002 160.000 530.001 10(c)100竖向真应变(Avg:75%)0.009 740.008 160.006 580.005 000.003 420.001 840.000 26(d)150竖向真应变(Avg:75%)0.010 450.008 900.007 340.005 780.004 230.002 670.001 12图 16 不同温度作用下保压控制器竖向应变云图(30 MPa 荷载)Fig.16 Vertical strain contour charts of a pressure-preserved controller under different temperatures(30 MPa)向内收缩 控制变形 图 17 优化的马鞍形保压控制器Fig.17 An optimized saddle-shaped pressure-preserved controller 水箱(油箱)312-14-1P1P14-24-34-45 2-2P5P567-47-57-6T3T2P12T17-17-27-3BZJXBZJXBZJX30 kWBZJX8ZBZJX排至室外地沟排至室外高空从室外吸入空气ZBZJ1.手动球阀2.液体过滤器 3.超高压泵4.气动截止阀5.手动截止阀 6.爆破片7.电动蝶阀8.风机图 18 保压取心模拟实验系统原理Fig.18 Schematic of the pressure-preserved coring simulation experiment system第 8 期梁巍巍等：温压荷载作用下深部原位保压取心控制器承压特性研究 75 实验舱体等组成。其中超高压高温实验舱体内部为实验空间，传感器通过超高压转换接头，可以监测实验舱体内部的温度。实验前，将保压控制器安装在取心器管件内，安装于实验舱内，并向舱体内部注入清水。启动加热烘箱，直至到达预设温度。升温过程会导致舱体内部压力持续攀升，根据舱体内部压力情况，通过增压泵及阀门组件进行舱内压力的调节。传统的锥形保压控制器极限耐压能力(没有考虑温度的影响)仅约为 22.1 MPa(图 20)25，原因在于其短轴两翼变形很大，导致接触压强降低，无法形成有效密封(图 21)。本文优化的马鞍形保压控制器共进行 2 次实验，结果如图 22 所示，总体上，保压控制器分别在128、50.76 MPa与 155、65 MPa 条件下保压效果良好(承压主体阀盖厚度仅为 8 mm)。其中，第一次实验开始时，随着温度升高，压力也不断升高。而且保压控制器整体上无明显变形，密封状态良好。从第二次实验结果可以看出，保持舱内起始温度为 150 的条件下，进行主动加压，由于注入液体温度较低(室温)与环境自然散热，发现实验舱内温度降低至 143。升高实验温度并进行加压，结果发现在 155、65 MPa条件下保压控制器稳定密封 1 h 以上，平均温度升高10，压力升高约 15 MPa。5结论a.基于深部原位保压取心原理与方法，提出保压控制器结构形式，并进行了运动分析，经实验测试，保压控制器可实现岩心的自动密封。进行了不同温度环境下 304 钢(保