完整岩块辐射流剪切盒中含压流体密封方法研究*

马利遥 胡 斌 李 京 魏二剑 丁 静 刘 霁

(1.武汉科技大学资源与环境工程学院 湖北武汉 430081；2.冶金矿产资源高效利用与造块湖北省重点试验室 湖北武汉 430081)

岩质露天矿山边坡内部的软弱夹层在压剪荷载与流体入渗共同作用下，其力学强度和抗变形性质会产生明显的弱化，进而导致滑坡灾害的发生[1-2]。室内剪切渗流试验结果可为探索软弱夹层力学强度与变形性质弱化规律提供重要的参考，而试验结果的可靠性与试验设备的性能密不可分。岩样剪切过程中流体密封性能的提升是试验设备研制与应用中最为核心的问题之一。

目前，用于剪切渗流试验的岩块从形貌特征上主要可分类两类：(1)节理面试样；(2)完整岩块试样。在节理面试样剪切渗流试验过程中，需要对岩样沿剪切方向两侧进行密封，或者在上、下剪切盒之间采用密封构件将岩样节理面四周全部密封。采用这种方式进行流体密封的主要设备有夏才初等[3]研发的“多功能岩石节理全剪切-渗流耦合试验系统”，其密封方式是在剪切盒内部沿节理面剪切方向两侧由内而外分别设置橡胶块和密封胶囊，试验时向密封胶囊内部加压使其挤压橡胶块，并与岩样侧面充分接触进而达到高压水的密封效果。王刚等人[4]在上、下剪切盒之间分别设置了上、下中空的聚氨酯橡胶密封圈，试验时将液体塑料注入密封圈内，密封圈膨胀后会与岩样、剪切盒充分紧密接触从而达到流体密封的效果。RONG等[5]在岩样前后两端设置了封水条，并在两侧设置了内部充注有液压油的聚氨酯封水囊，试验时调节囊内油压促使封水囊与岩样节理两侧紧密贴合密封。LEE和CHO[6]自主设计了一种渗流剪切盒，试验时将试样放入剪切盒内部后灌入砂浆进行密实、固定；试验过程中，水流从剪切盒一侧进水孔注入，沿节理面剪切方向从另一侧设置的出水孔流出；剪切盒两侧安装有特殊的弹性橡胶，防止剪切过程中产生流体泄漏，可实现最高0.49 MPa水压的注入。JIANG等[7]研发了岩石节理单一剪切-渗流试验机，渗流过程中通过在试样两侧沿剪切方向设置柔性凝胶片来进行水的密封。由于这种密封方式结构简单，便于操作，对于注入水压力要求不高的工况可采用该密封方式。YEO等[8]对剪切-渗流耦合试验系统的渗流剪切盒进行了改造，剪切盒四周设置有4个排水口，上、下剪切盒之间设有橡胶箍带和橡胶垫圈进行渗出水的密封，同时采取涂抹油脂的方式减小橡胶材料在剪切过程中产生的摩擦力。陈卫忠等[9]研制的岩石节理面应力-渗流耦合剪切流变试验系统，采用含氟橡胶套完全包裹试样的方式进行高压水的密封，胶套两端与加载压头的表面紧密贴合，流体密封压力最大可达5 MPa。上述流体密封方式的设计是针对节理面单向流而言的，即高压流体沿剪切方向从节理面一端流入，从另一端流出。可以看出，目前剪切盒内部单向流的密封方式已经趋于成熟，并且密封性能可以通过调节中空密封部件内部液体的压力进行控制。采用单向流的渗流方式是因为边坡现场岩体裂隙的导流能力远远大于完整岩块，边坡岩体的剪切渗流特性主要由内部裂隙发育条件确定。

对于露天矿山岩质边坡内部的软弱夹层而言，一般将其整体视为控制边坡稳定性的优势结构面而采用完整岩块试样研究剪切渗流特性。剪切渗流试验过程中完整岩块试样流体注入方式与节理面单向流不同，主要是从岩样上端面开设的注水孔中注入流体，流体从注入点向空间邻域辐射渗流。这种流体渗流方式主要是针对诸如软弱夹层这类渗流特性较好且力学强度较低的软岩而开展的，试验过程中主要的密封部位是流体注入部件与岩样接触的区域。许江等人[10]为了探究煤岩完整岩块的剪切渗流特性而研制出的剪切渗流试验装置即采用的是辐射流的渗流方式，流体密封方式是在刚性流体注入部件与岩样注水孔内部接触部分设置密封圈以及涂抹胶水进行黏合密封，最高可实现5 MPa水压力的密封。基于这种密封部件和密封方式的流体密封效果与胶水性能、涂抹技巧以及接触面的平整度等密切相关，提升密封效果的可靠性与降低人为操作的差异性是改进辐射渗流密封方式的关键问题。综上所述，目前国内外针对完整软岩岩块在剪切过程中辐射渗流的密封方法研究成果还较少，相应密封装置结构设计及其密封性能的研究较为缺乏，这严重制约了基于辐射流方式的完整软岩岩块剪切渗流特性的研究与探索。

因此，为了提升岩块试样剪切过程中辐射渗流的密封效果，降低人为操作差异性对密封效果的影响，本文作者基于自主研发的新型岩石剪切渗流试验装置进行了辐射渗流密封装置的结构设计优化、数值试验及物理试验效果对比分析。文中首先创新性地提出3种可行的密封装置设计方案，然后采用有限元数值模拟的方法对不同密封装置的工作状态和密封性能进行对比分析，最后参照分析结果对加工成型的密封装置进行流体密封效果的验证。软岩辐射渗流密封方法的研究可为突破目前剪切渗流试验设备仅能实现5 MPa水压力密封的极限以及优化剪切盒密封装置结构设计提供理论参考和研发借鉴。

1 辐射流剪切盒密封装置设计方案

1.1 密封装置原理

目前，完整岩块剪切-辐射渗流试验设备的密封原理示意如图1所示，密封方法主要是采用液体密封胶将注水接头与岩样注水孔内壁黏合，在注水接头上安装密封件并与法向加载垫块之间进行隼接。基于这种密封方式下的流体泄漏通常产生于未涂抹密封胶或密封胶涂抹失效的部位。节理面剪切渗流试验设备的密封原理示意如图2所示，其密封方法主要是对岩样两侧的密封件施加挤压力或膨胀力使其与节理面紧密接触，这种密封方式下的流体泄漏主要源于密封件与节理面之间的接触空隙。

图1 完整岩块辐射流密封示意Fig.1 Schematic of radiation flow sealing of complete rock block

图2 节理面单向流密封示意Fig.2 Schematic of one-way flow seal on joint surface

基于岩石节理面和完整岩块渗流剪切盒密封装置的设计原理和密封方法，针对完全自主研发的软岩剪切渗流试验系统剪切盒进行辐射流密封装置的方案设计，辐射渗流剪切盒结构如图3所示[11-12]。剪切盒内部流体通道与完整岩块接触部分的结构如图4所示，其他剪切盒流体注入结构与该结构的主要不同点仅在于流体通道大小、数量等的不同，基于辐射渗流的流体注入方式基本相似，均是在岩样上开设注水孔，然后通过流体通道和试件接头将流体注入岩样内部。因此，需要进行流体密封的主要部分即是可活动安装的试件接头与流体通道的接触面以及试件接头与注水孔内壁的接触面。良好的密封结构应当具备以下3个主要的约束条件：(1)能够保证一定压力的流体仅从注水孔内通过岩样向外渗出，而不会从其他区域产生质量不可忽略的流体泄漏；(2)密封件的使用不会在试验过程中产生局部应力集中、干扰剪切面发育行为等不利影响；(3)密封件的安装操作应当便捷且效果可靠，不同操作人员获得的密封效果差异性不明显。

图3 辐射渗流剪切盒结构示意Fig.3 Schematic of the structure of radiation seepage shear box

图4 剪切盒内部流体通道示意Fig.4 Schematic of the fluid channel inside the shear box

考虑到以上剪切盒密封件设计的3个主要约束条件并结合自主研发的岩石剪切渗流装置，基于流体密封原理提出以下3个可行的密封装置设计方案：(1)密封圈横向预压缩密封；(2)硅胶垫法向压缩密封；(3)密封圈法向预压缩密封。

1.2 密封装置设计方案一

方案一为密封圈横向预压缩密封，密封装置设计结构如图5所示。采用Q235钢材制作的刚性试件接头和丁腈橡胶密封圈装配组合为刚性密封件，然后将密封件含密封圈的一端插入流体通道内，另一端插入岩样的注水孔内部。刚性试件接头粗端部开设有一道环型凹槽用于密封圈的安装，密封圈的直径大于凹槽的深度。试验之前，首先清理岩样注水孔内壁，然后在刚性试件接头下部外侧和注水孔内壁分别均匀涂抹高强度密封胶，最后将试件接头插入注水孔内部并静置6～12 h直至两者充分黏合。密封胶的黏合作用可防止流体从岩样与试件接头之间外渗泄漏。试验时，将与岩样黏合为一体的刚性密封件粗端部插入法向加载压头内部的流体通道中，密封圈在刚性试件接头凹槽和法向加载垫块内部的流体通道内壁共同挤压作用下产生横向弹性压缩变形，进而封堵流体通道与试件接头之间的空隙，防止流体经流体通道注入岩样时产生泄漏。许江等人[10]研制的煤岩剪切渗流试验系统的辐射流密封装置结构与此类似。

图5 密封圈横向预压缩密封装置结构示意Fig.5 Schematic of the structure of the transverse pre-compression sealing device of the sealing ring

这种密封装置的优点在于操作简便，可实现的流体密封压力较为稳定。同时，密封件加工成本较低，密封件为一次性使用。密封圈不与岩样接触，密封性能不会因试验过程中加载力的大小而变化。然而，这种密封方式也具有明显的缺陷，主要是因为试件接头为刚性材料制作，安装时需要确保密封件粗端部需能够恰好完全插入流体通道内部。

此外，由于试验中法向加载垫块与岩样上表面为固体表面的直接接触，因此需对岩样上表面的平行度和平整度进行控制。经物理实验测试发现，岩样上接触面加工误差应控制在0.02 mm以内，否则会造成法向加载应力分布不均而在岩样上表面产生局部应力集中的情况，导致岩样产生竖向裂隙和局部破坏。如图6所示，当制作的混凝土试样上表面不平整时，在1 MPa法向压力作用下，由于局部应力集中岩样侧壁产生了竖向裂隙，这些裂隙可为注入岩样的流体提供泄漏通道。

图6 1 MPa法向力时上表面不平整混凝土岩样裂隙发育状态Fig.6 Development state of cracks in concrete rock samples with uneven upper surface under 1 MPa normal pressure

1.3 密封装置设计方案二

硅胶垫法向压缩密封是采用在模具内一体浇注成型的硅酸凝胶密封垫作为试件接头和密封件进行流体密封，密封方式如图7所示。试验之前，需充分清理岩样注水孔内壁和上表面，然后在注水孔内壁和岩样上表面均匀涂抹高强度密封胶并将硅胶密封垫下部插入岩样注水孔，最后压实密封垫与岩样上表面并挤压排出密封垫与岩样上表面之间的空气团，静置6～12 h待两者充分黏合后方可用于剪切渗流试验。试验时，将硅胶密封垫上端部插入法向加载垫块流体通道内部，通过法向加载垫块传递法向荷载至硅胶密封垫，硅胶密封垫在压应力作用下产生变形进而封堵法向加载垫块与岩样之间的空隙，从而防止流体泄漏。岩样注水孔内部由于与硅胶密封垫下部充分黏合而具有一定的流体密封效果。该密封方案的优点是硅胶密封垫为柔性材料，克服了刚性密封材料对岩样上表面较高的平行度和平整度要求。同时，试验过程中硅胶密封垫与岩样上表面和法向加载垫块下表面全面且充分地接触，密封面积大，即使少部分区域密封胶涂抹效果不佳也不会导致整体密封功能失效，具有很好的鲁棒性。不足之处在于，硅胶垫的密封效果与施加的法向荷载大小相关，在密封垫许用压力范围内法向荷载越大则接触应力越大，密封效果越好。但是试验时根据剪切渗流试验方案的要求，法向荷载通常为一固定值，这意味着硅胶垫的密封性能难以充分发挥。

图7 硅胶垫法向压缩密封装置结构示意Fig.7 Schematic of the structure of the normal compression sealing device of the silicone pad

1.4 密封装置设计方案三

密封圈法向预压缩密封是在方案二的基础上，将丁腈橡胶密封圈安装在硅胶密封垫的上端部形成组合密封件，如图8所示。同时，还需要在法向加载垫块流体通道出口处设置一凹槽。试验时，将组合密封件上端部插入流体通道。该密封方案既具备法向压缩硅胶垫密封的优点，还克服了硅胶垫密封性能完全依赖法向荷载大小的缺陷。这是因为在试验时，凹槽在法向荷载作用下挤压丁腈橡胶密封圈使其产生形变进而密封流体通道内壁和硅胶密封垫上端部之间的空隙达到密封流体的效果。

图8 密封圈法向预压缩密封装置结构示意Fig.8 Schematic of the structure of the normal pre-compression sealing device of the sealing ring

由图8可以看出，在固定法向荷载作用下，密封圈接触压力必然与凹槽深度大小相关，即与密封圈可压缩变形量范围相关。当无凹槽时，该方案即退化为近似于方案一的密封方式，密封圈处的密封性能仅与密封件插入流体通道时密封圈横向预压缩变形的大小相关。当凹槽深度为0时，密封圈完全挤压在法向加载垫块下部，法向荷载完全施加于密封圈表面而导致密封圈部位产生局部应力集中情况，这既会对密封圈下部的岩样产生局部损伤破坏，而且极大地影响了密封圈的使用寿命。数值模拟试验和物理实验中将凹槽深度设置为密封圈直径的1/2，即试验中密封圈最大法向应变为0.5。

2 密封装置密封效果的数值模拟分析

2.1 橡胶密封圈有限元弹性大变形分析理论

丁腈橡胶密封圈属于超弹性材料，在外力的作用下可产生弹性大变形、体积近似不可压缩且卸载后可恢复原形，在密封领域具有广泛的应用[13]。采用数值模拟的方法分析密封圈在外荷载作用下的变形规律时，必须采用合适的本构模型[14]。目前，用于描述橡胶材料的超弹性本构模型主要分为基于连续介质的唯象理论本构模型和基于热力学统计方法的本构模型。其中，在大变形有限元分析中应用最为普遍的是基于连续介质唯象理论的Neo-Hooke模型，该模型采用应变能函数W(E)进行材料性质的表征，具体形式如下：

W(E)=W(I1，I2，I3)

式中：I1，I2，I3为3个应变不变量。

由于Neo-Hooke模型适用于不超过50%的压缩应变[15]，故以下进行密封装置密封效果的数值模拟分析时均采用Neo-Hooke模型。采用有限元分析软件ANSYS Workbench针对简化后的密封装置模型进行密封效果的数值模拟试验。密封方案一、三采用2D轴对称分析类型，接触体均设置为密封圈的外圈线。密封圈与其他部件之间为摩擦接触，接触因数设为0.3。采用增广Lagrange方法进行每一步的迭代求解，直至计算结果收敛为止。

2.2 方案一数值模拟试验

数值试验中丁腈橡胶密封圈在自然非压缩状态下的直径设置为2 mm，密封圈、刚性试件接头及法向加载垫块网格单元划分尺寸分别设为0.1、1.0、0.5 mm，如图9(a)所示。丁腈橡胶材料的初始剪切模量G0和不可压缩参数D1是描述密封圈的形变的2个主要参数，文中的初始剪切模量G0取为1 MPa，不可压缩参数D1取为1.5 MPa-1[16]。材料的泊松比ν可以反映密封圈应变大小，一般丁腈橡胶材料的泊松比ν可达到0.49，因此计算过程中采用了大变形方法描述密封圈的变形状态[17-18]。

图9 方案一密封性能数值模拟及结果Fig.9 Numerical simulation and the results of sealing performance of scheme 1：(a)mesh division of sealing device model：(b)cloud chart of compression stress distribution of sealing ring

图9(b)所示为方案一数值仿真结果，可以看出丁腈橡胶密封圈在试件接头安装后与法向加载垫块内壁紧密接触并产生了较大的变形；密封圈应力分布沿竖直方向向外逐渐递减，沿水平方向由中心向外递增；密封圈与法向加载垫块以及刚性试件接头水平接触部位的连线上应力最为集中，接触点附近应力最大为0.80 MPa。而流体主要是沿法向加载垫块与刚性试件接头中间的间隙发生泄漏，这意味着采用该密封方式可达到的流体密封预压紧力最大为0.80 MPa，一旦流体压力大于0.80 MPa可能导致密封圈水平方向产生变形进而引起流体的连续泄漏。法向加载垫块与刚性试件接头均为不锈钢材料制作，其弹性模量远远大于橡胶密封圈，故其在密封过程中的变形值可忽略不计。

2.3 方案二数值模拟试验

方案二采用3D轴对称分析类型，密封垫网格单元划分尺寸设为5 mm。试验过程中硅胶垫竖向通水管道部分无荷载施加，法向荷载均布施加在硅胶垫上部的其余部分，硅胶垫下部进行固定约束。图10所示为硅胶密封垫在3 MPa法向压力作用下的数值模拟结果。

图10 方案二密封性能数值模拟及结果Fig.10 Numerical simulation and the results of sealing performance of scheme 2：(a)mesh division of sealing pad model：(b)cloud chart of compression stress distribution of sealing pad

由图10可以看出，硅胶垫在法向压力作用下产生了延性变形，硅胶垫边缘部分受力后向外拓展且4个端角部位产生了应力集中现象。密封垫通水管道的上端由原来的圆环形扭曲为不规则的喇叭口形，而密封垫下部的通水管道部位未发生明显的变形。数值模拟结果与现实情况是相吻合的，实际试验过程中通水管道下端插入岩样注水孔内部而无应力的作用；注水通道上端因距离密封垫水平部位较近，密封垫在法向力的作用下向通水管道中心部位产生挤压变形，故注水通道上端形成了不规则的喇叭口形状。由数值模拟的结果可以看出，硅胶密封垫通水管道上端虽然产生了一定的不规则变形，但并不会阻碍流体的流通。在3 MPa均布法向压力作用下，密封垫非边缘部位的接触压力小于所施加的法向荷载大小，而边缘部位则大于施加荷载的大小。因此，这种密封方式的密封压力小于所施加的法向荷载，即试验过程中施加的法向压力大于流体压力时才有可能实现密封效果。而一般岩石剪切渗流试验方案中法向荷载与渗流压力为2个相互独立的参数[19-22]，因此仅采用这种密封方式难以满足高流体压力、低法向荷载情况下的流体密封。

2.4 方案三数值模拟试验

如图11(a)所示，密封圈、法向加载垫块和硅胶垫网格单元划分尺寸分别设为0.1、0.3、0.5 mm。试验时首先将密封圈的直径设置为2 mm，法向加载垫块位移为1 mm，也即密封圈法向变形量为密封圈直径的50%。图11(b)所示为方案三密封效果数值模拟结果，可以看出密封圈在法向加载垫块压力作用下的最大接触应力可达到2.44 MPa，且密封圈截面压力分布沿竖向中心线向外逐渐递减，其上、下接触面部位变形和压力均为最大值。与方案一中密封圈差别在于，方案三中的密封圈压应力与试验过程中法向加载垫块位移大小密切相关。为了进一步分析密封圈直径与密封压应力大小是否有关，再将密封圈直径设置为3 mm进行数值模拟试验，法向压缩量仍设置为直径的50%，即法向加载垫块位移为1.5 mm。试验结果如图11(c)所示，可以看出其接触压应力最大为2.53 MPa，应力分布形式与2 mm直径密封圈相似。将图11(b)和图11(c)进行对比可知，2种不同直径的密封圈在压缩比例相同的情况下，其接触应力差别并不明显。

图11 方案三密封性能数值模拟及结果Fig.11 Numerical simulation and results of sealing performance of scheme 3：(a)mesh division of sealing device model；(b)cloud chart of compression stress distribution of 2 mm diameter sealing ring；(c)cloud chart of compression stress distribution of 3 mm diameter sealing ring；(d)cloud chart of compression stress distribution of 2 mm diameter sealing ring after changing material parameters

为了进一步提升接触应力的大小，分别将材料初始剪切模量G0取为2 MPa，不可压缩参数D1取为2.5 MPa-1，即从改变材料特性的角度进行了密封圈密封效果的数值模拟，结果如图11(d)所示。可以看出，当密封圈材料参数改变后，直径2 mm的密封圈在法向压缩变形为1 mm时产生的接触应力最大值为6.50 MPa，即为图11(b)所示接触压力的2.67倍，超过了目前最大5 MPa的密封压力极限。因此，提升剪切盒内部密封圈密封效果较好的方式是在需求合理范围内采用更大初始剪切模量G0和不可压缩参数D1材料的密封圈。

3 新型密封装置的密封性能验证

为了验证所设计的3种新型软岩辐射渗流剪切盒密封装置的密封性能，基于自主研发的试验系统采用红砂岩试样进行密封装置的物理试验性能验证。密封装置及其与岩样的装配如图12所示。试验时为了便于观测密封情况，拆除了上剪切盒部分，仅通过法向加载压头施加法向荷载而不施加剪切荷载。根据数值模拟结果对3种密封方案各进行5次最大密封水压力的测试，每次测试采用分级水力加压，即施加初始水压力后观测是否有泄漏情况发生。若无水泄漏发生，则以0.15 MPa(±0.05 MPa)的注水压力梯度增加注水压力，记录水泄漏产生的前一级注水压力为该密封方案的最大密封水压力。水泄漏采用直接观测的方法进行判断，由于含压水是通过密封件注入岩样内部，因此不发生泄漏时含压水应当从岩样注水孔底以辐射流形式向外扩散，密封完好情况下岩样侧壁中心部位应当首先浸湿进而向外扩散。当密封装置无法实现密封时，含压水仅能通过岩样上端面与法向加载压头之间的部位外泄，岩样侧壁浸湿顺序为自上而下。

图12 3种密封装置及安装图Fig.12 Three kinds of sealing devices and installation diagram

各密封方案在不同法向荷载作用下的水压力密封结果如图13所示，各密封方案测试过程如图14所示。图13表明法向荷载大小的改变对方案一密封性能无明显的影响作用，方案一可实现的密封水压力在0.72 MPa上下波动，波动的原因主要与密封圈的安装精度和胶水涂抹效果等因素相关。而采用方案二的密封装置进行密封时，其密封性能与法向荷载的大小呈正相关，但随着法向荷载的逐渐增加，可实现的密封水压力增加趋缓。这意味着硅胶密封垫的水密封性能客观上具有一定的阈值，其在3.3 MPa法向荷载作用下密封水压力最大值可达到1.62 MPa。硅胶垫的密封阈值可能与岩样上表面的平整度、胶水黏合强度、硅胶垫与岩样黏合面部位未排出的空气团大小及其分布形式等有关。方案三密封装置的密封效果相对于方案一、二具有明显的提升，其密封水压力最大值达到2.45 MPa。

图13 最大密封水压力随法向荷载变化Fig.13 Variation of maximum sealing water pressure with normal load

图14 流体泄漏和密封完好的试验现象差异Fig.14 Differences in test phenomena for fluid leakage and seal integrity

由图13可以看出，方案三的最大密封水压力值较为稳定，这主要是由于不同法向压力下密封圈法向应变值均为0.5，密封接触压力亦为固定值。由图14可以看出，当注入水压力超过密封装置密封压力后，含压水将沿岩样上端面渗出从而导致岩样侧面大面积浸湿；当密封件的密封性能完好时，水流首先由岩样侧壁中心渗出进而逐渐向外辐射扩散。

4 结论

基于自主成功研发的新型岩石剪切渗流试验装置，对设计的3种辐射渗流剪切盒密封装置进行大变形数值模拟和试验验证，得到以下结论：

(1)密封圈横向预压缩密封主要是通过密封装置安装时法向加载垫块的流体通道与密封圈之间的接触进行流体密封。这种密封方式与试验过程中施加法向荷载的大小无关，而与岩样上端面平整度和平行度密切相关，流体密封压力较为稳定，密封件加工成本较低。基于数值模拟的结果进行试验验证后发现采用该密封方案时可实现密封水压力的均值为0.72 MPa。

(2)硅胶垫法向压缩密封效果与试验中施加的法向荷载大小呈正相关，在法向荷载允许范围内密封垫客观上具有密封压力阈值。硅胶垫的密封阈值与胶水黏合强度、硅胶垫与岩样的黏合面部位未排出的空气团大小及其分布形式等有关。试验发现硅胶垫法向压缩密封在3.3 MPa法向荷载作用下密封水压力最大值可达到1.62 MPa。

(3)密封圈法向预压缩密封可在较低的法向荷载状态下实现相对较好的密封效果。通过数值模拟与试验验证发现，该密封方式可实现最大密封压力约为2.45 MPa。扩大密封圈直径并不能明显改善密封性能，而改变密封圈材料对密封性能影响较大。在实际试验过程中可根据需要改变密封圈的材料以满足不同的流体密封压力需求。数值模拟表明，采用适当的密封圈材料预计可突破目前最大5 MPa水压力的密封极限。