煤礦井下瓦斯抽采鉆孔三段式自動封孔器研究

王清峰，史書翰，辛德忠，陳 航，張世濤

(1.煤炭科學研究總院，北京 100013；2.中煤科工集團重慶研究院有限公司，重慶 400039；3.瓦斯災害監控與應急技術國家重點實驗室，重慶 400037)

采用鉆機對煤層施工鉆孔進行瓦斯抽采是煤礦瓦斯災害防治的有效手段[1-3]，瓦斯抽采鉆孔封孔是瓦斯抽采流程的關鍵步驟[4-5]。現有封孔工藝主要有囊袋式“兩堵一注”帶壓封孔、聚氨酯封孔、封孔器封孔和二次封孔等[6-9]。這些封孔工藝普遍存在自動化程度低，勞動強度大的問題。

為提高封孔自動化程度，一些學者開展了自動封孔相關研究。目前，主要從自動注料和自動下入封孔器兩個方面提高封孔自動化程度。其中，實現自動注料的方法主要包括鉆屑自封孔法[10]、基于燭氧的膠囊黏液自升壓封孔法[11-12]和鉆孔噴涂法[13]等。此類方法可實現封孔料自動注入鉆孔中，但需提前手動下入封孔器，自動化程度不足。自動下入封孔器封孔的方法主要為鉆桿式封孔器封孔法[14-16]，該方法將封孔器加工成鉆桿形狀，利用鉆機下入封孔器，減小了勞動強度，但該方法需手動連接注漿通道注入封孔料，自動化程度有待提高，封孔過程不連續。

為解決自動注料與自動下入封孔器不能同時實現的問題，研制了三段式自動封孔器，借助自動鉆機下入封孔器，并連續地利用自動鉆機打鉆用水擠出封孔器中的封孔料，完成自動封孔，以期為煤礦井下自動封孔工藝及裝備提供參考。

1 三段式自動封孔器結構設計

結合自動封孔相關要求，設計三段式自動封孔器，其結構如圖1 所示。

圖1 三段式自動封孔器結構Fig.1 Three-stage automatic hole packer structure

三段式自動封孔器由前堵管、帶料管和后堵管組成，帶料管用于攜帶封孔料，前后堵管用于封堵鉆孔封孔段兩端，避免封孔料泄漏。采用礦用聚氨酯作為封孔料，礦用聚氨酯包括A 料和B 料，混合后可發生膨脹完成封孔。前后堵管上設有單向閥Ⅰ和膠套；帶料管上設有單向閥Ⅱ、A 料儲液腔、B 料儲液腔、推液滑環和單向閥Ⅲ；推液滑環上裝有O 型密封圈，配合單向閥Ⅲ將A 料和B 料密封在儲液腔中。單向閥Ⅰ在較小壓力下即可開啟，單向閥Ⅱ的開啟壓力大于單向閥Ⅰ的開啟壓力，單向閥Ⅲ的開啟壓力大于封孔料液體自重產生的壓力。前堵管、帶料管和后堵管均設計為雙通道結構，連接后形成內外通道，內通道用于抽采瓦斯，外通道用于注水。

封孔前用管堵封閉內通道，封孔時利用自動鉆機依次下入三段式自動封孔器的前堵管、若干根帶液管和后堵管，通入帶壓水封孔。三段式自動封孔器流道結構及流體流向如圖2 所示。

圖2 三段式自動封孔器流道結構及流體流向Fig.2 Flow channel structure and flow direction of three-stage automatic hole packer

圖中藍色箭頭表示帶壓水流向，帶壓水進入外通道，先開啟單向閥Ⅰ，使膠套膨脹與孔壁貼合；外通道水壓繼續上升直至開啟單向閥Ⅱ，推動推液滑環。儲液腔內聚氨酯A 料和聚氨酯B 料壓力上升直至開啟單向閥Ⅲ，礦用聚氨酯封孔料被擠入混液腔，混合后經出液口流入鉆孔完成封孔，聚氨酯液體流向如圖2 中紅色箭頭所示。一段時間后，打開管堵，下入篩管，進行瓦斯抽采，瓦斯氣體流向如圖2 中黃色箭頭所示。

2 基于有限元分析的關鍵部件研究

2.1 動密封機構及其推動壓力研究

動密封機構由推液滑環和O 型密封圈組成，密封圈裝配在推液滑環的內外密封槽中。以外密封為例，密封圈在密封槽中將受到儲液殼壁面(以下簡稱壁面)、密封槽底面和側面的切向力和法向力作用。動密封環、動密封機構及O 型圈受力情況如圖3 所示。

圖3 動密封機構及O 型圈受力Fig.3 Dynamic sealing mechanism and O-ring stress

推動動密封機構滑動需克服動密封機構與壁面間的摩擦力，可知該力由切向力Ft1產生，則動密封機構推動壓力p為：

式中：pt1為克服動密封機構與壁面間摩擦力所需推動壓力；pmax為最大背壓。

已知pmax=0.01 MPa，只需確定pt1即可確定推動動密封機構所需壓力。采用有限元分析的方法對O型圈在儲液腔中的滑動進行仿真，觀察其受力情況，得到壁面對O 型圈切向力Ft1，計算密封圈與壁面間摩擦力，確定推動動密封機構所需壓力。

取外密封圈為有限元分析對象，建立1/4 模型，如圖4 所示，模型厚度(動摩擦面長度)為0.5 mm。

圖4 外密封圈有限元分析模型Fig.4 Finite element analysis model of outer sealing ring

O 型圈的材質為氟橡膠，是典型的非線性超彈性材料，用應變能函數對其性能進行表征[17]。應變能函數由超彈性材料本構模型體現，常用的超彈性本構模型有Mooney-Rivlin 模型[18-19]、縮減多項式模型[20-21]和Ogden 模型[22]。由于Mooney-Rivlin 模型應用范圍廣，在小應變范圍內(應變量為0～100%)能夠較好地表征橡膠材料的力學行為[23]，故采用Mooney-Rivlin 模型作為氟橡膠的應變能函數。其表達式[24]為：

式中：W為應變勢能；I1和I2分別為應變不變量；J為彈性體積比；C10、C01和D1均為超彈性材料Mooney-Rivlin 模型參數，C10+C01＞0 時，本構模型穩定。此處選用的氟膠圈，其C10為1.166、C01為0.292、D1為0.041 2，密度為1.81 g/cm3。

推液滑環的材質為聚四氟乙烯(PTFE)，具有摩擦因數小的優點；壁面材料為MC 尼龍，具有強度大、阻燃、抗靜電等優點。兩種材料仿真參數見表1。

表1 MC 尼龍和聚四氟乙烯材料仿真參數Table 1 MC Nylon and PTFE material simulation parameters

定義推液滑環和壁面為剛體，設置兩個時間步長t均為0.05 s 的分析步驟，步驟一用于模擬O 型圈裝配過程，推液滑環和O 型圈固定，壁面向下移動。步驟二用于模擬推液滑環推動O 型圈在儲液腔中運動，壁面固定，推液滑環向右移動。內密封圈受力情況與外密封圈一樣，不做重復分析。結果如圖5 所示。

圖5a 為Mises 應力云圖，可知在t=0～0.05 s 時，密封圈只受到壁面與密封槽底面的擠壓作用；在t=0.05～0.1 s 時，密封圈同時受到壁面、密封槽底面和側面力的作用，應力分布情況與受力分析一致。圖5b 為壁面與密封槽的切向力云圖，在t=0.05 s 時，密封圈未發生軸向移動，切向速度為0，切向力較小；t＞0.05 s 時，密封圈開始滑動，切向力變大。仿真動畫顯示，密封圈先發生滾動，與密封槽壁面貼合后滑動。以節點N115為例進一步觀察摩擦面受力變化情況，如圖5d 所示：在t＜0.07 s 時節點N115 不受切向力，t＞0.07 s 時，節點N115 開始受到切向力，切向力先增大到峰值后減小。

由圖5b 可知，壁面受到最大摩擦力為0.031 17 N，根據作用力與反作用力原理，可知0.5 mm 長度的密封圈滑動時受到的最大摩擦力為0.031 17 N，根據壓力計算公式，克服動密封機構與壁面間的摩擦力所需壓力為：

式中：n1、n2分別為推液滑環內外密封槽數量，n1=n2=2；f1、f2分別為單位長度(1 mm)內外密封圈滑動時所受摩擦力，f1=f2=0.062 34 N；d1為外密封圈周向動摩擦面長度，d1=251.327 mm；d2為內密封圈周向動摩擦面長度，d2=188.496 mm；S為推液滑環側面面積，S=0.002 2 m2。

將相關數值代入式(2)，得pt1為0.024 9 MPa；將式(3)代入式(1)計算得動密封滑環所需推動壓力為0.034 9 MPa。

圖5c 為t=0.05 s 時接觸面的法向應力云圖，此時密封圈已充分與壁面貼合，具有最大密封效果。可知密封圈對壁面的壓應力最大值為3.028 MPa，該值決定密封圈是否能有效密封流體，密封圈的密封效果將在后面章節進行討論。

2.2 不同材料膠套膨脹性能對比研究

根據三段式封孔器工作原理，膠套完全膨脹后單向閥Ⅱ才能開啟。但為避免儲液腔產生較大形變影響O 型密封圈密封效果，單向閥Ⅱ開啟壓力不宜過大，故要求膠套在較小注水壓力下充分膨脹。同時，為保證膠套膨脹后可對封孔材料有效封堵，要求膠套與鉆孔內壁的接觸壓力不小于聚氨酯材料的膨脹壓力。

采用有限元分析的方法獲得不同橡膠材料在不同壓力下的膨脹狀態，為膠套材料選取提供參考。對現有的4 種橡膠樣品進行膨脹仿真，樣品如圖6 所示有限元分析模型如圖7 所示，初始狀態時，膠套位于鉆孔下沿。

圖6 4 種橡膠樣品Fig.6 Four rubber samples

圖7 膠套有限元分析模型Fig.7 Finite element analysis model of rubber sleeve

由于丙烯酸塑料管強度高、透明度高，且內徑大小與真實鉆孔幾乎吻合，采用丙烯酸塑料管作為模擬鉆孔。其力學參數為：密度1.19 g/cm3、彈性模量3 000 MPa、泊松比0.32。膠套材料為橡膠，同樣使用Mooney-Rivlin 模型作為應變能函數，4 種材料仿真參數見表2。

表2 橡膠材料仿真參數Table 2 Simulation parameters of rubber materials

由于模擬鉆孔剛度遠大于橡膠，將模擬鉆孔設置為剛體并固定，限制膠套兩端面6 個自由度。由于三段式自動封孔器擬實驗煤礦打鉆用水壓力為1 MPa左右，取膠套膨脹壓力上限為1 MPa。采用嘗試法，初次仿真壓力設置為0.1 MPa，每次遞增0.1 MPa，直至仿真壓力達到上限值。多次仿真分析后，發現仿真壓力為0.1 MPa 時4 種樣品均為充滿鉆孔；增加仿真壓力至0.2 MPa，發現天然橡膠膨脹至與模擬鉆孔壁貼合，而其余樣品仍未充滿鉆孔。考慮到膠套應在較小注水壓力下充分膨脹，初步選擇天然橡膠作為膠套制作材料。仿真結果如圖8 所示。膨脹壓力為0.2 MPa 時天然橡膠與模擬鉆孔內壁的接觸力云圖如圖9 所示。

圖8 膠套仿真Mises 應力云圖Fig.8 Mises stress cloud map of rubber sleeve

圖9 天然橡膠接觸力云圖Fig.9 Natural rubber contact force cloud map

由圖9 可知接觸面的接觸力均在46 kPa 以上，已知本實驗采用的礦用聚氨酯材料膨脹力不超40 kPa，根據密封原理，膨脹壓力為0.2 MPa 時天然橡膠能封堵處于膨脹狀態下的礦用聚氨酯材料。綜上所述，選擇天然橡膠作為前后堵管膠套的制作材料。

3 封孔參數研究

3.1 管道流量計算

由文獻可知，封孔長度達到10 m 時，99%的鉆孔封孔合格[25]。設封孔長度為h=10 m，則需要的封孔裝置數量為：

式中：L為單根前堵管、帶液管和后堵管的有效封孔長度，L=0.73 m。

計算得k為13.699，取14，則需要用到前后堵管各1 根，帶液管12 根，此時實際封孔長度為h′=14L=10.22 m。設12 根帶液管攜帶的A、B 料體積為V，則有：

式中：R1、R2分別為儲液腔環形空間的內外徑，R1=0.04 m，R2=0.03 m；l為單個儲液腔的長度，l=0.246 m。

由于礦用聚氨酯封孔料混合3 min 后會開始反應，故需在3 min 內完成封孔料的注入。設封孔裝置入口處水流流量為qv，則有：

式中：t1為封孔料流出時間，t1=3 min。將相關參數代入式(5)和式(6)，得qv為4.327 L/min，則封孔用水的流量應大于等于4.327 L/min。

3.2 管道水力計算

首先對封堵上行孔情況進行水力計算，確定封孔水壓。封孔器安裝完畢的流道如圖10 所示。

圖10 封孔器流道Fig.10 Flow channel of hole packer

1—1 為封孔器入水口截面，2—2 為前堵管單向閥Ⅰ進水截面。對截面1—1 和截面2—2 列伯努利方程[26]，得注水壓力為：

式中：p1和p2、v1和v2分別為截面1—1 和截面2—2的壓力和流速。由于單向閥Ⅰ開啟壓力較小，可忽略不計，根據前文膠套膨脹仿真結果，取p2為膠套膨脹壓力，即p2=0.2 MPa；Δh為2 個截面最大高度差，Δh=9.517 m；α1和α2為動能修正系數；Δp為壓力損失；θ為鉆孔傾角，考慮極端工況，取θ=90°；ρ為水的密度，ρ=1×103kg/m3；g為重力加速度，m/s2。

由流速變化引起的壓力變化很小，忽略不計。由高度差帶來的壓力變化如下：

壓力損失Δp包括兩部分：

式中：pλ為沿程阻力損失；pξ為局部阻力損失。封孔器主流道為直管，且流動截面基本無變化，局部阻力損失很小，忽略不計。

流道雷諾數：

流體流速：

式中：D為水力直徑，D=0.006；υ為水的運動黏度，取υ=1×10-6m2/s；S′為流道截面積，S′=4.430×10-4m2。

將相關參數代入式(10)和式(11)，可得流體雷諾數Re為978，流體流速u為0.163 m/s。由雷諾數可知水流的流動狀態為層流，則流道的沿程阻力損失為[26]：

沿程阻力系數λ：

將式(8)、式(9)和式(12)代入式(7)，可得p1為0.294 8 MPa。此壓力僅能支持膠套膨脹，在此基礎上，還需考慮能將封孔液擠出的水壓裕量pω。由前文知推液滑環推動壓力為0.034 9 MPa，故裕量pω=0.034 9 MPa，則所需注水壓力應滿足ps≥p1+pω=0.329 7 MPa。考慮富余，取注水壓力為0.35 MPa。

同理計算可得，封堵下行孔時，要求注水壓力大于等于0.236 4 MPa。

由前文可知，儲液腔推液滑環O 型圈與壁面的接觸力最大值為3.028 MPa，遠大于儲液腔的水壓，故動密封機構具有良好的密封效果。

3.3 儲液外殼強度校核

儲液外殼用于儲存封孔料，內部安裝有動密封機構，具有結構薄、強度低、易形變的特點。采用有限元分析的方法對其強度進行校核。為保護管路，在管路中加裝溢流閥，溢流壓力為0.4 MPa。對儲液外殼內壁面施加0.4 MPa 壓力，分析結果如圖11 所示。

圖11 校核結果云圖Fig.11 Cloud map of checking results

可知儲液外殼最大應力為10.31 MPa，已知儲液外殼材料的屈服強度[δ]=152 MPa，強度符合要求。儲液外殼形變位移最大值為0.044 78 mm，對動密封基本無影響，形變符合要求。

4 實 驗

4.1 室內封孔實驗

根據結構設計，加工自動封孔器樣機，如圖12 所示。

圖12 自動封孔器樣機Fig.12 Prototype of automatic hole packer

開展室內封孔實驗驗證其可行性。實驗選擇加裝一根帶液管，封孔長度0.9 m，封孔角度為15°。將一端封底的透明丙烯酸塑料管放在實驗架上，放入組裝好的自動封孔器。用電動試壓泵提供的帶壓水模擬自動鉆機送水器給水，連接試壓泵與自動封孔器，注水封孔。實驗裝置和實驗結果如圖13 所示。

圖13 自動封孔器封孔實驗Fig.13 Sealing experiment of automatic hole packer

封孔前，封孔器在重力作用下位于模擬鉆孔下沿，如圖13b 所示；封孔時，透過透明丙烯酸塑料管可以看到膠套逐漸膨脹直至與亞克力管壁充分貼合，之后聚氨酯封孔料從出液口流出，膨脹充滿封堵空間且不外溢；封孔后模擬鉆孔內部狀態如圖13c 所示，封孔成功。

4.2 封孔效果對比實驗

已知壓注法封孔和纏卷法封孔是常見的聚氨酯封孔方式，在室內開展聚氨酯壓注法和纏卷法封孔實驗作為自動封孔器封孔實驗的對照組。對3 種不同封孔方法封堵的空間抽真空20 min，關閉真空泵后觀察壓力表示數變化，每隔10 min 記錄一次數據，共記錄24組數據。實驗裝置和實驗結果如圖14 所示。可知3種封孔方法封堵空間的真空度均隨時間逐漸下降，自動封孔器封孔法和壓注法封堵的空間真空度下降情況基本一致；纏卷法封堵的空間真空度下降快于前兩個方法。表明自動封孔器封孔效果和壓注法封孔相當，并優于傳統纏卷法封孔。

圖14 封孔效果對比實驗Fig.14 Comparison experiment of hole sealing effect

5 結論

a.針對煤礦井下瓦斯抽采鉆孔封孔自動化程度不足，研發了三段式自動封孔器，通過有限元分析方法對動密封機構和膠套工作過程進行仿真分析，根據分析結果確定動密封機構的推動壓力為0.034 9 MPa，并選擇天然橡膠作為膠套材料。

b.對自動封孔器進行水力計算，計算結果表明封孔用水流量應大于4.327 L/min，封堵上行孔時封孔水壓應大于0.329 7 MPa，封堵下行孔時封孔水壓應大于0.236 4 MPa。同時對儲液外殼進行強度校核，獲得應力云圖和位移云圖，確保其在既定封孔參數下正常工作。

c.開展自動封孔器室內封孔實驗，實驗表明動密封機構的密封效果良好，膠套在模擬鉆孔內充分膨脹并對礦用聚氨酯材料有良好封堵效果，自動封孔器具有可行性；開展封孔效果對比實驗，實驗表明自動封孔器封孔效果與聚氨酯壓注法封孔相當，優于傳統聚氨酯纏卷法封孔。

d.為避免留置在煤壁中的封孔器對采煤的影響，自動封孔器采用抗靜電阻燃非金屬材料加工制作，內部結構復雜，強度不足，還需進一步開展結構優化，進行適應自動鉆機夾持參數的自動封孔器現場應用研究，實現鉆封孔一體化。