完整巖塊輻射流剪切盒中含壓流體密封方法研究*

馬利遙 胡 斌 李 京 魏二劍 丁 靜 劉 霽

(1.武漢科技大學資源與環境工程學院 湖北武漢 430081；2.冶金礦產資源高效利用與造塊湖北省重點試驗室 湖北武漢 430081)

巖質露天礦山邊坡內部的軟弱夾層在壓剪荷載與流體入滲共同作用下，其力學強度和抗變形性質會產生明顯的弱化，進而導致滑坡災害的發生[1-2]。室內剪切滲流試驗結果可為探索軟弱夾層力學強度與變形性質弱化規律提供重要的參考，而試驗結果的可靠性與試驗設備的性能密不可分。巖樣剪切過程中流體密封性能的提升是試驗設備研制與應用中最為核心的問題之一。

目前，用于剪切滲流試驗的巖塊從形貌特征上主要可分類兩類：(1)節理面試樣；(2)完整巖塊試樣。在節理面試樣剪切滲流試驗過程中，需要對巖樣沿剪切方向兩側進行密封，或者在上、下剪切盒之間采用密封構件將巖樣節理面四周全部密封。采用這種方式進行流體密封的主要設備有夏才初等[3]研發的“多功能巖石節理全剪切-滲流耦合試驗系統”，其密封方式是在剪切盒內部沿節理面剪切方向兩側由內而外分別設置橡膠塊和密封膠囊，試驗時向密封膠囊內部加壓使其擠壓橡膠塊，并與巖樣側面充分接觸進而達到高壓水的密封效果。王剛等人[4]在上、下剪切盒之間分別設置了上、下中空的聚氨酯橡膠密封圈，試驗時將液體塑料注入密封圈內，密封圈膨脹后會與巖樣、剪切盒充分緊密接觸從而達到流體密封的效果。RONG等[5]在巖樣前后兩端設置了封水條，并在兩側設置了內部充注有液壓油的聚氨酯封水囊，試驗時調節囊內油壓促使封水囊與巖樣節理兩側緊密貼合密封。LEE和CHO[6]自主設計了一種滲流剪切盒，試驗時將試樣放入剪切盒內部后灌入砂漿進行密實、固定；試驗過程中，水流從剪切盒一側進水孔注入，沿節理面剪切方向從另一側設置的出水孔流出；剪切盒兩側安裝有特殊的彈性橡膠，防止剪切過程中產生流體泄漏，可實現最高0.49 MPa水壓的注入。JIANG等[7]研發了巖石節理單一剪切-滲流試驗機，滲流過程中通過在試樣兩側沿剪切方向設置柔性凝膠片來進行水的密封。由于這種密封方式結構簡單，便于操作，對于注入水壓力要求不高的工況可采用該密封方式。YEO等[8]對剪切-滲流耦合試驗系統的滲流剪切盒進行了改造，剪切盒四周設置有4個排水口，上、下剪切盒之間設有橡膠箍帶和橡膠墊圈進行滲出水的密封，同時采取涂抹油脂的方式減小橡膠材料在剪切過程中產生的摩擦力。陳衛忠等[9]研制的巖石節理面應力-滲流耦合剪切流變試驗系統，采用含氟橡膠套完全包裹試樣的方式進行高壓水的密封，膠套兩端與加載壓頭的表面緊密貼合，流體密封壓力最大可達5 MPa。上述流體密封方式的設計是針對節理面單向流而言的，即高壓流體沿剪切方向從節理面一端流入，從另一端流出。可以看出，目前剪切盒內部單向流的密封方式已經趨于成熟，并且密封性能可以通過調節中空密封部件內部液體的壓力進行控制。采用單向流的滲流方式是因為邊坡現場巖體裂隙的導流能力遠遠大于完整巖塊，邊坡巖體的剪切滲流特性主要由內部裂隙發育條件確定。

對于露天礦山巖質邊坡內部的軟弱夾層而言，一般將其整體視為控制邊坡穩定性的優勢結構面而采用完整巖塊試樣研究剪切滲流特性。剪切滲流試驗過程中完整巖塊試樣流體注入方式與節理面單向流不同，主要是從巖樣上端面開設的注水孔中注入流體，流體從注入點向空間鄰域輻射滲流。這種流體滲流方式主要是針對諸如軟弱夾層這類滲流特性較好且力學強度較低的軟巖而開展的，試驗過程中主要的密封部位是流體注入部件與巖樣接觸的區域。許江等人[10]為了探究煤巖完整巖塊的剪切滲流特性而研制出的剪切滲流試驗裝置即采用的是輻射流的滲流方式，流體密封方式是在剛性流體注入部件與巖樣注水孔內部接觸部分設置密封圈以及涂抹膠水進行黏合密封，最高可實現5 MPa水壓力的密封。基于這種密封部件和密封方式的流體密封效果與膠水性能、涂抹技巧以及接觸面的平整度等密切相關，提升密封效果的可靠性與降低人為操作的差異性是改進輻射滲流密封方式的關鍵問題。綜上所述，目前國內外針對完整軟巖巖塊在剪切過程中輻射滲流的密封方法研究成果還較少，相應密封裝置結構設計及其密封性能的研究較為缺乏，這嚴重制約了基于輻射流方式的完整軟巖巖塊剪切滲流特性的研究與探索。

因此，為了提升巖塊試樣剪切過程中輻射滲流的密封效果，降低人為操作差異性對密封效果的影響，本文作者基于自主研發的新型巖石剪切滲流試驗裝置進行了輻射滲流密封裝置的結構設計優化、數值試驗及物理試驗效果對比分析。文中首先創新性地提出3種可行的密封裝置設計方案，然后采用有限元數值模擬的方法對不同密封裝置的工作狀態和密封性能進行對比分析，最后參照分析結果對加工成型的密封裝置進行流體密封效果的驗證。軟巖輻射滲流密封方法的研究可為突破目前剪切滲流試驗設備僅能實現5 MPa水壓力密封的極限以及優化剪切盒密封裝置結構設計提供理論參考和研發借鑒。

1 輻射流剪切盒密封裝置設計方案

1.1 密封裝置原理

目前，完整巖塊剪切-輻射滲流試驗設備的密封原理示意如圖1所示，密封方法主要是采用液體密封膠將注水接頭與巖樣注水孔內壁黏合，在注水接頭上安裝密封件并與法向加載墊塊之間進行隼接。基于這種密封方式下的流體泄漏通常產生于未涂抹密封膠或密封膠涂抹失效的部位。節理面剪切滲流試驗設備的密封原理示意如圖2所示，其密封方法主要是對巖樣兩側的密封件施加擠壓力或膨脹力使其與節理面緊密接觸，這種密封方式下的流體泄漏主要源于密封件與節理面之間的接觸空隙。

圖1 完整巖塊輻射流密封示意Fig.1 Schematic of radiation flow sealing of complete rock block

圖2 節理面單向流密封示意Fig.2 Schematic of one-way flow seal on joint surface

基于巖石節理面和完整巖塊滲流剪切盒密封裝置的設計原理和密封方法，針對完全自主研發的軟巖剪切滲流試驗系統剪切盒進行輻射流密封裝置的方案設計，輻射滲流剪切盒結構如圖3所示[11-12]。剪切盒內部流體通道與完整巖塊接觸部分的結構如圖4所示，其他剪切盒流體注入結構與該結構的主要不同點僅在于流體通道大小、數量等的不同，基于輻射滲流的流體注入方式基本相似，均是在巖樣上開設注水孔，然后通過流體通道和試件接頭將流體注入巖樣內部。因此，需要進行流體密封的主要部分即是可活動安裝的試件接頭與流體通道的接觸面以及試件接頭與注水孔內壁的接觸面。良好的密封結構應當具備以下3個主要的約束條件：(1)能夠保證一定壓力的流體僅從注水孔內通過巖樣向外滲出，而不會從其他區域產生質量不可忽略的流體泄漏；(2)密封件的使用不會在試驗過程中產生局部應力集中、干擾剪切面發育行為等不利影響；(3)密封件的安裝操作應當便捷且效果可靠，不同操作人員獲得的密封效果差異性不明顯。

圖3 輻射滲流剪切盒結構示意Fig.3 Schematic of the structure of radiation seepage shear box

圖4 剪切盒內部流體通道示意Fig.4 Schematic of the fluid channel inside the shear box

考慮到以上剪切盒密封件設計的3個主要約束條件并結合自主研發的巖石剪切滲流裝置，基于流體密封原理提出以下3個可行的密封裝置設計方案：(1)密封圈橫向預壓縮密封；(2)硅膠墊法向壓縮密封；(3)密封圈法向預壓縮密封。

1.2 密封裝置設計方案一

方案一為密封圈橫向預壓縮密封，密封裝置設計結構如圖5所示。采用Q235鋼材制作的剛性試件接頭和丁腈橡膠密封圈裝配組合為剛性密封件，然后將密封件含密封圈的一端插入流體通道內，另一端插入巖樣的注水孔內部。剛性試件接頭粗端部開設有一道環型凹槽用于密封圈的安裝，密封圈的直徑大于凹槽的深度。試驗之前，首先清理巖樣注水孔內壁，然后在剛性試件接頭下部外側和注水孔內壁分別均勻涂抹高強度密封膠，最后將試件接頭插入注水孔內部并靜置6～12 h直至兩者充分黏合。密封膠的黏合作用可防止流體從巖樣與試件接頭之間外滲泄漏。試驗時，將與巖樣黏合為一體的剛性密封件粗端部插入法向加載壓頭內部的流體通道中，密封圈在剛性試件接頭凹槽和法向加載墊塊內部的流體通道內壁共同擠壓作用下產生橫向彈性壓縮變形，進而封堵流體通道與試件接頭之間的空隙，防止流體經流體通道注入巖樣時產生泄漏。許江等人[10]研制的煤巖剪切滲流試驗系統的輻射流密封裝置結構與此類似。

圖5 密封圈橫向預壓縮密封裝置結構示意Fig.5 Schematic of the structure of the transverse pre-compression sealing device of the sealing ring

這種密封裝置的優點在于操作簡便，可實現的流體密封壓力較為穩定。同時，密封件加工成本較低，密封件為一次性使用。密封圈不與巖樣接觸，密封性能不會因試驗過程中加載力的大小而變化。然而，這種密封方式也具有明顯的缺陷，主要是因為試件接頭為剛性材料制作，安裝時需要確保密封件粗端部需能夠恰好完全插入流體通道內部。

此外，由于試驗中法向加載墊塊與巖樣上表面為固體表面的直接接觸，因此需對巖樣上表面的平行度和平整度進行控制。經物理實驗測試發現，巖樣上接觸面加工誤差應控制在0.02 mm以內，否則會造成法向加載應力分布不均而在巖樣上表面產生局部應力集中的情況，導致巖樣產生豎向裂隙和局部破壞。如圖6所示，當制作的混凝土試樣上表面不平整時，在1 MPa法向壓力作用下，由于局部應力集中巖樣側壁產生了豎向裂隙，這些裂隙可為注入巖樣的流體提供泄漏通道。

圖6 1 MPa法向力時上表面不平整混凝土巖樣裂隙發育狀態Fig.6 Development state of cracks in concrete rock samples with uneven upper surface under 1 MPa normal pressure

1.3 密封裝置設計方案二

硅膠墊法向壓縮密封是采用在模具內一體澆注成型的硅酸凝膠密封墊作為試件接頭和密封件進行流體密封，密封方式如圖7所示。試驗之前，需充分清理巖樣注水孔內壁和上表面，然后在注水孔內壁和巖樣上表面均勻涂抹高強度密封膠并將硅膠密封墊下部插入巖樣注水孔，最后壓實密封墊與巖樣上表面并擠壓排出密封墊與巖樣上表面之間的空氣團，靜置6～12 h待兩者充分黏合后方可用于剪切滲流試驗。試驗時，將硅膠密封墊上端部插入法向加載墊塊流體通道內部，通過法向加載墊塊傳遞法向荷載至硅膠密封墊，硅膠密封墊在壓應力作用下產生變形進而封堵法向加載墊塊與巖樣之間的空隙，從而防止流體泄漏。巖樣注水孔內部由于與硅膠密封墊下部充分黏合而具有一定的流體密封效果。該密封方案的優點是硅膠密封墊為柔性材料，克服了剛性密封材料對巖樣上表面較高的平行度和平整度要求。同時，試驗過程中硅膠密封墊與巖樣上表面和法向加載墊塊下表面全面且充分地接觸，密封面積大，即使少部分區域密封膠涂抹效果不佳也不會導致整體密封功能失效，具有很好的魯棒性。不足之處在于，硅膠墊的密封效果與施加的法向荷載大小相關，在密封墊許用壓力范圍內法向荷載越大則接觸應力越大，密封效果越好。但是試驗時根據剪切滲流試驗方案的要求，法向荷載通常為一固定值，這意味著硅膠墊的密封性能難以充分發揮。

圖7 硅膠墊法向壓縮密封裝置結構示意Fig.7 Schematic of the structure of the normal compression sealing device of the silicone pad

1.4 密封裝置設計方案三

密封圈法向預壓縮密封是在方案二的基礎上，將丁腈橡膠密封圈安裝在硅膠密封墊的上端部形成組合密封件，如圖8所示。同時，還需要在法向加載墊塊流體通道出口處設置一凹槽。試驗時，將組合密封件上端部插入流體通道。該密封方案既具備法向壓縮硅膠墊密封的優點，還克服了硅膠墊密封性能完全依賴法向荷載大小的缺陷。這是因為在試驗時，凹槽在法向荷載作用下擠壓丁腈橡膠密封圈使其產生形變進而密封流體通道內壁和硅膠密封墊上端部之間的空隙達到密封流體的效果。

圖8 密封圈法向預壓縮密封裝置結構示意Fig.8 Schematic of the structure of the normal pre-compression sealing device of the sealing ring

由圖8可以看出，在固定法向荷載作用下，密封圈接觸壓力必然與凹槽深度大小相關，即與密封圈可壓縮變形量范圍相關。當無凹槽時，該方案即退化為近似于方案一的密封方式，密封圈處的密封性能僅與密封件插入流體通道時密封圈橫向預壓縮變形的大小相關。當凹槽深度為0時，密封圈完全擠壓在法向加載墊塊下部，法向荷載完全施加于密封圈表面而導致密封圈部位產生局部應力集中情況，這既會對密封圈下部的巖樣產生局部損傷破壞，而且極大地影響了密封圈的使用壽命。數值模擬試驗和物理實驗中將凹槽深度設置為密封圈直徑的1/2，即試驗中密封圈最大法向應變為0.5。

2 密封裝置密封效果的數值模擬分析

2.1 橡膠密封圈有限元彈性大變形分析理論

丁腈橡膠密封圈屬于超彈性材料，在外力的作用下可產生彈性大變形、體積近似不可壓縮且卸載后可恢復原形，在密封領域具有廣泛的應用[13]。采用數值模擬的方法分析密封圈在外荷載作用下的變形規律時，必須采用合適的本構模型[14]。目前，用于描述橡膠材料的超彈性本構模型主要分為基于連續介質的唯象理論本構模型和基于熱力學統計方法的本構模型。其中，在大變形有限元分析中應用最為普遍的是基于連續介質唯象理論的Neo-Hooke模型，該模型采用應變能函數W(E)進行材料性質的表征，具體形式如下：

W(E)=W(I1，I2，I3)

式中：I1，I2，I3為3個應變不變量。

由于Neo-Hooke模型適用于不超過50%的壓縮應變[15]，故以下進行密封裝置密封效果的數值模擬分析時均采用Neo-Hooke模型。采用有限元分析軟件ANSYS Workbench針對簡化后的密封裝置模型進行密封效果的數值模擬試驗。密封方案一、三采用2D軸對稱分析類型，接觸體均設置為密封圈的外圈線。密封圈與其他部件之間為摩擦接觸，接觸因數設為0.3。采用增廣Lagrange方法進行每一步的迭代求解，直至計算結果收斂為止。

2.2 方案一數值模擬試驗

數值試驗中丁腈橡膠密封圈在自然非壓縮狀態下的直徑設置為2 mm，密封圈、剛性試件接頭及法向加載墊塊網格單元劃分尺寸分別設為0.1、1.0、0.5 mm，如圖9(a)所示。丁腈橡膠材料的初始剪切模量G0和不可壓縮參數D1是描述密封圈的形變的2個主要參數，文中的初始剪切模量G0取為1 MPa，不可壓縮參數D1取為1.5 MPa-1[16]。材料的泊松比ν可以反映密封圈應變大小，一般丁腈橡膠材料的泊松比ν可達到0.49，因此計算過程中采用了大變形方法描述密封圈的變形狀態[17-18]。

圖9 方案一密封性能數值模擬及結果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

圖9(b)所示為方案一數值仿真結果，可以看出丁腈橡膠密封圈在試件接頭安裝后與法向加載墊塊內壁緊密接觸并產生了較大的變形；密封圈應力分布沿豎直方向向外逐漸遞減，沿水平方向由中心向外遞增；密封圈與法向加載墊塊以及剛性試件接頭水平接觸部位的連線上應力最為集中，接觸點附近應力最大為0.80 MPa。而流體主要是沿法向加載墊塊與剛性試件接頭中間的間隙發生泄漏，這意味著采用該密封方式可達到的流體密封預壓緊力最大為0.80 MPa，一旦流體壓力大于0.80 MPa可能導致密封圈水平方向產生變形進而引起流體的連續泄漏。法向加載墊塊與剛性試件接頭均為不銹鋼材料制作，其彈性模量遠遠大于橡膠密封圈，故其在密封過程中的變形值可忽略不計。

2.3 方案二數值模擬試驗

方案二采用3D軸對稱分析類型，密封墊網格單元劃分尺寸設為5 mm。試驗過程中硅膠墊豎向通水管道部分無荷載施加，法向荷載均布施加在硅膠墊上部的其余部分，硅膠墊下部進行固定約束。圖10所示為硅膠密封墊在3 MPa法向壓力作用下的數值模擬結果。

圖10 方案二密封性能數值模擬及結果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

由圖10可以看出，硅膠墊在法向壓力作用下產生了延性變形，硅膠墊邊緣部分受力后向外拓展且4個端角部位產生了應力集中現象。密封墊通水管道的上端由原來的圓環形扭曲為不規則的喇叭口形，而密封墊下部的通水管道部位未發生明顯的變形。數值模擬結果與現實情況是相吻合的，實際試驗過程中通水管道下端插入巖樣注水孔內部而無應力的作用；注水通道上端因距離密封墊水平部位較近，密封墊在法向力的作用下向通水管道中心部位產生擠壓變形，故注水通道上端形成了不規則的喇叭口形狀。由數值模擬的結果可以看出，硅膠密封墊通水管道上端雖然產生了一定的不規則變形，但并不會阻礙流體的流通。在3 MPa均布法向壓力作用下，密封墊非邊緣部位的接觸壓力小于所施加的法向荷載大小，而邊緣部位則大于施加荷載的大小。因此，這種密封方式的密封壓力小于所施加的法向荷載，即試驗過程中施加的法向壓力大于流體壓力時才有可能實現密封效果。而一般巖石剪切滲流試驗方案中法向荷載與滲流壓力為2個相互獨立的參數[19-22]，因此僅采用這種密封方式難以滿足高流體壓力、低法向荷載情況下的流體密封。

2.4 方案三數值模擬試驗

如圖11(a)所示，密封圈、法向加載墊塊和硅膠墊網格單元劃分尺寸分別設為0.1、0.3、0.5 mm。試驗時首先將密封圈的直徑設置為2 mm，法向加載墊塊位移為1 mm，也即密封圈法向變形量為密封圈直徑的50%。圖11(b)所示為方案三密封效果數值模擬結果，可以看出密封圈在法向加載墊塊壓力作用下的最大接觸應力可達到2.44 MPa，且密封圈截面壓力分布沿豎向中心線向外逐漸遞減，其上、下接觸面部位變形和壓力均為最大值。與方案一中密封圈差別在于，方案三中的密封圈壓應力與試驗過程中法向加載墊塊位移大小密切相關。為了進一步分析密封圈直徑與密封壓應力大小是否有關，再將密封圈直徑設置為3 mm進行數值模擬試驗，法向壓縮量仍設置為直徑的50%，即法向加載墊塊位移為1.5 mm。試驗結果如圖11(c)所示，可以看出其接觸壓應力最大為2.53 MPa，應力分布形式與2 mm直徑密封圈相似。將圖11(b)和圖11(c)進行對比可知，2種不同直徑的密封圈在壓縮比例相同的情況下，其接觸應力差別并不明顯。

圖11 方案三密封性能數值模擬及結果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

為了進一步提升接觸應力的大小，分別將材料初始剪切模量G0取為2 MPa，不可壓縮參數D1取為2.5 MPa-1，即從改變材料特性的角度進行了密封圈密封效果的數值模擬，結果如圖11(d)所示。可以看出，當密封圈材料參數改變后，直徑2 mm的密封圈在法向壓縮變形為1 mm時產生的接觸應力最大值為6.50 MPa，即為圖11(b)所示接觸壓力的2.67倍，超過了目前最大5 MPa的密封壓力極限。因此，提升剪切盒內部密封圈密封效果較好的方式是在需求合理范圍內采用更大初始剪切模量G0和不可壓縮參數D1材料的密封圈。

3 新型密封裝置的密封性能驗證

為了驗證所設計的3種新型軟巖輻射滲流剪切盒密封裝置的密封性能，基于自主研發的試驗系統采用紅砂巖試樣進行密封裝置的物理試驗性能驗證。密封裝置及其與巖樣的裝配如圖12所示。試驗時為了便于觀測密封情況，拆除了上剪切盒部分，僅通過法向加載壓頭施加法向荷載而不施加剪切荷載。根據數值模擬結果對3種密封方案各進行5次最大密封水壓力的測試，每次測試采用分級水力加壓，即施加初始水壓力后觀測是否有泄漏情況發生。若無水泄漏發生，則以0.15 MPa(±0.05 MPa)的注水壓力梯度增加注水壓力，記錄水泄漏產生的前一級注水壓力為該密封方案的最大密封水壓力。水泄漏采用直接觀測的方法進行判斷，由于含壓水是通過密封件注入巖樣內部，因此不發生泄漏時含壓水應當從巖樣注水孔底以輻射流形式向外擴散，密封完好情況下巖樣側壁中心部位應當首先浸濕進而向外擴散。當密封裝置無法實現密封時，含壓水僅能通過巖樣上端面與法向加載壓頭之間的部位外泄，巖樣側壁浸濕順序為自上而下。

圖12 3種密封裝置及安裝圖Fig.12 Three kinds of sealing devices and installation diagram

各密封方案在不同法向荷載作用下的水壓力密封結果如圖13所示，各密封方案測試過程如圖14所示。圖13表明法向荷載大小的改變對方案一密封性能無明顯的影響作用，方案一可實現的密封水壓力在0.72 MPa上下波動，波動的原因主要與密封圈的安裝精度和膠水涂抹效果等因素相關。而采用方案二的密封裝置進行密封時，其密封性能與法向荷載的大小呈正相關，但隨著法向荷載的逐漸增加，可實現的密封水壓力增加趨緩。這意味著硅膠密封墊的水密封性能客觀上具有一定的閾值，其在3.3 MPa法向荷載作用下密封水壓力最大值可達到1.62 MPa。硅膠墊的密封閾值可能與巖樣上表面的平整度、膠水黏合強度、硅膠墊與巖樣黏合面部位未排出的空氣團大小及其分布形式等有關。方案三密封裝置的密封效果相對于方案一、二具有明顯的提升，其密封水壓力最大值達到2.45 MPa。

圖13 最大密封水壓力隨法向荷載變化Fig.13 Variation of maximum sealing water pressure with normal load

圖14 流體泄漏和密封完好的試驗現象差異Fig.14 Differences in test phenomena for fluid leakage and seal integrity

由圖13可以看出，方案三的最大密封水壓力值較為穩定，這主要是由于不同法向壓力下密封圈法向應變值均為0.5，密封接觸壓力亦為固定值。由圖14可以看出，當注入水壓力超過密封裝置密封壓力后，含壓水將沿巖樣上端面滲出從而導致巖樣側面大面積浸濕；當密封件的密封性能完好時，水流首先由巖樣側壁中心滲出進而逐漸向外輻射擴散。

4 結論

基于自主成功研發的新型巖石剪切滲流試驗裝置，對設計的3種輻射滲流剪切盒密封裝置進行大變形數值模擬和試驗驗證，得到以下結論：

(1)密封圈橫向預壓縮密封主要是通過密封裝置安裝時法向加載墊塊的流體通道與密封圈之間的接觸進行流體密封。這種密封方式與試驗過程中施加法向荷載的大小無關，而與巖樣上端面平整度和平行度密切相關，流體密封壓力較為穩定，密封件加工成本較低。基于數值模擬的結果進行試驗驗證后發現采用該密封方案時可實現密封水壓力的均值為0.72 MPa。

(2)硅膠墊法向壓縮密封效果與試驗中施加的法向荷載大小呈正相關，在法向荷載允許范圍內密封墊客觀上具有密封壓力閾值。硅膠墊的密封閾值與膠水黏合強度、硅膠墊與巖樣的黏合面部位未排出的空氣團大小及其分布形式等有關。試驗發現硅膠墊法向壓縮密封在3.3 MPa法向荷載作用下密封水壓力最大值可達到1.62 MPa。

(3)密封圈法向預壓縮密封可在較低的法向荷載狀態下實現相對較好的密封效果。通過數值模擬與試驗驗證發現，該密封方式可實現最大密封壓力約為2.45 MPa。擴大密封圈直徑并不能明顯改善密封性能，而改變密封圈材料對密封性能影響較大。在實際試驗過程中可根據需要改變密封圈的材料以滿足不同的流體密封壓力需求。數值模擬表明，采用適當的密封圈材料預計可突破目前最大5 MPa水壓力的密封極限。