深低温密封技术是提高运载火箭可靠性、稳定性及安全性的重要因素之一。运载火箭用深低温管路接头密封服役于液氢、液氧和其他低温气体等特殊流体介质等极端工况^[1]。极端工况会引起密封表面微观密封机理变化，密封表面经历深低温与常温频繁交替、管内压力波动及流场紊乱等工况后，极易因局部应力过大而发生界面上的接触变形，导致密封可靠性大大降低。此外，在深低温极端工况下，密封材料在物理属性及微观接触行为方面相较于常规工况都有显著差异^[2-3]。

针对垫片密封的研究主要以仿真与实验相结合为主，文[4-7]利用有限元方法研究了金属垫片在不同加载条件下的密封性能；文[8-9]对非金属垫片的泄漏率计算进行了数值模拟；文[10-12]在有限元仿真中考虑了温度对垫片材料的影响，并对垫片表面的接触压力变化进行了研究。已有的垫片密封研究以常规工况为基础，对深低温下材料性能变化的研究不够深入，关于深低温垫片密封的理论还不完善。目前可用于计算泄漏率的模型很多，已有的模型有平行平板模型^[13]、三角沟槽泄漏模型^[14]、螺旋凹槽接触通道模型^[15]、多孔介质模型^[16-17]和单枢纽泄漏模型^[18-20]等。平行平板模型只考虑泄漏方向与水平面平行的情况；三角沟槽泄漏模型和螺旋凹槽接触通道模型只考虑泄漏方向垂直于板面的情况；多孔介质模型计算量大，耗时长；单枢纽泄漏模型较少考虑通道高度。栅格泄漏模型^[21]是一种基于网格化方法的模型，该模型将泄漏通道的截面分割成多个网格，每个网格的尺寸和形状可根据实际情况设定，可通过设定不同层数的网格考虑泄漏通道的截面高度计算每个网格在不同泄漏方向上的泄漏率，之后通过叠加所有网格的泄漏率得到总泄漏率。因此，相对于其他模型，栅格泄漏模型可更全面地考虑泄漏通道截面高度和泄漏方向的影响。

本文以服役于极端工况的火箭推进剂管路系统典型台阶垫片密封结构为研究对象，通过确定性模型算法，考虑密封结构的真实表面形貌，结合密封面压力分布和变形有限元仿真结果，利用快速Fourier变换(fast Fourier transform，FFT)算法构造密封面在接触压力作用下的表面形貌，采用栅格泄漏模型表征真实泄漏通道，实现了泄漏率的量化计算。为验证理论仿真分析中建立的模型及数值解法的准确性，设计并搭建垫片密封性能模拟工装实验台，进行泄漏率测试。同时，开展了运载火箭用深低温推进剂管路接头垫片密封结构在不同温度、介质压力和扭矩载荷下的密封性能数值分析，探究影响密封性能的规律。本研究为预测深低温接头系统密封结构性能提供了一种可行的方法，可有效指导密封结构的优化设计。

1 密封机理

本文研究的垫片密封结构如图 1所示。垫片密封是一种静密封形式，在微观尺度上，密封表面存在微小凸起和凹陷，因此在载荷作用下，实际接触发生在名义接触面积的离散微凸体上，如图 2所示。密封机理是系统压力产生的密封力与初始密封力合成总密封力，当力增加到足以引起表面塑性变形时，密封面的微小凸起被填补，从而堵塞泄漏通道, 本质是控制密封空间与内外环境的物质交换，确保系统正常运行。

确定密封界面的接触应力、密封界面的粗糙形貌和流体介质流动状态是研究垫片密封性能的3个关键因素，是构造垫片密封泄漏通道和介质流过泄漏通道定量计算的前提条件。其中采用有限元仿真求解分析密封界面接触应力，在求解过程中，考虑深低温对结构及垫片材料性能的影响；密封粗糙形貌通过实验测试获取，并结合数学方法，将其转化为数字形貌用于求解变形后的粗糙形貌；利用栅格泄漏模型生成泄漏通道，并结合流体力学分析得到最终的泄漏速率量化模型。

1.1 接触界面力学

本文以某型液体火箭推进剂管路接头结构为研究对象，垫片位于接头和接管嘴之间，采用垫片夹紧方式，即通过旋紧外套螺母夹紧垫片实现密封。考虑垫片密封结构的对称性，本文采用ABAQUS软件构建了该结构的局部二维轴对称几何模型，如图 3所示。接头和接管嘴材料均采用304不锈钢，垫片材料选取聚酰亚胺(polyimide，PI)垫片，垫片材料力学参数通过材料低温力学性能测试平台获取。材料参数曲线详见第2章。

如图 4所示，进行仿真时，网格的划分需要考虑垫片的材料属性和接触边界的网格精度。对垫片进行分区处理，设置内圈网格精度为0.05 mm，外圈网格精度为0.01 mm。分析接头和接管嘴的网格无关性可知，将接头和接管嘴的外圈网格设置为0.01~0.10 mm时，接头位移产生的支反力会发生变化，在相同位移量下，随着网格精度的下降，支反力变大；当网格精度不低于0.02 mm时，支反力趋于稳定。因此，在保证计算精度的前提下，选择0.02 mm的垫片配套接头和接管嘴的外圈网格精度求解接触表面的压力分布。

1.2 密封面粗糙形貌

借鉴文[22]的数值计算方法接触计算三维复杂粗糙表面。求解整个粗糙表面弹塑性接触问题时，压力与变形等问题可等效为考虑残余变形的线弹性接触问题。在分析残余变形问题的过程中，若忽略单个粗糙峰之间的相互作用，则受压真实表面上所有的单个粗糙峰的受力状态均可简化为单向压缩状态，进而也可以相应简化残余变形的求解过程。图 5为非线性弹性接触计算流程图，图中p_e为弹性阶段压力；p_pla为塑性阶段压力；δu为残余变形，u₁和u₂为对残余变形迭代的过程。

通过实验测得原始表面形貌信息，再将求得的表面单元初始残余变形与初始表面形貌进行叠加，更新表面形貌，最终得到变形后的新形貌。垫片的有限元网格间距为0.01 mm，选取一个0.8 mm×0.01 mm的区间进行求解，得到小分区变形后的形貌图，最后整合所有分区，最终得到经过FFT变形后的表面形貌。图 6为选取的一小块分区变形形貌图，图中X和Y表示分区尺寸。

1.3 栅格泄漏模型

运用FFT，将图 6中的接触后密封表面形貌转化为高度矩阵，通过比较未受压形貌高度矩阵与FFT变形后的高度矩阵，即可得关于表面间隙的高度矩阵。通过栅格模型处理接触矩阵，判断间隙空间是否贯穿密封表面泄漏方向的内外边界，从而建立微观泄漏通道。

图 7为密封泄漏通道栅格模型二维示意图。其中红色箭头表示泄漏方向，蓝色网格单元表示该区域为接触状态，白色网格单元表示没有流体经过的空隙区域，绿色网格单元表示有流体经过的空隙区域。由图可知，当间隙网格单元足够多时，孤立的或以较小簇形式存在的空隙网格单元贯穿密封表面泄漏方向的内外边界，形成泄漏通道。

1.4 微通道流动分析及漏率量化模型构建

文[23-24]结合黏性流模型、分子流模型和数值计算结果，推导了不同流态、不同宽高比的矩形截面泄漏通道的泄漏率解析表达式。将复杂泄漏通道简化为不同宽高比矩形截面通道的拼接，并结合解析表达式，求解具体泄漏通道的泄漏率及介质压力的分布，从而实现流体力学分析。本文结合有限元仿真模型、粗糙峰接触模型和静密封泄漏模型，通过迭代法进行流固耦合分析，确定泄漏通道的具体形状，进而实现泄漏率的理论计算。

对于气体，可根据Kn判断气体流态，Kn是分子平均自由程λ与流道特征尺寸r之间的比例，表示如下：

$ K n=\frac{\lambda}{r}=\frac{K_{\mathrm{B}} T}{\sqrt{2} {\rm{\mathsf{π}}} P d^2 r} . $

(1)

其中：Boltzmann常数K_B=1.380 6×10^-23 J/K，T为温度，P为流体压力，氦气原子直径d=2.6×10^-11 m。假设微通道为如图 8所示的无限宽的平行平板模型，xoy平面是泄漏通道中心的截面，此时泄漏通道高度尺寸为平板间距离h，黏性流气体在xoy平面内以速率v在x方向上进行一维流动，箭头代表流体运动方向。

根据Navier-Stokes方程、连续性方程及壁面无滑移条件推导出v呈抛物线分布，表示如下：

$ \begin{gathered} v=-\frac{1}{2 \eta} \frac{\mathrm{d} P}{\mathrm{~d} x}\left(-y^2+y h\right)= \\ -\frac{1}{2 \eta} \frac{\mathrm{d} P}{\mathrm{~d} x} h^2\left(\frac{y}{h}-\left(\frac{y}{h}\right)^2\right), \end{gathered} $

(2)

$ \begin{gathered} \eta=0.5 \rho v_{\mathrm{a}} \lambda, \\ v_{\mathrm{a}}=\left(2 R_{\mathrm{He}} T\right)^{1 /2}, \\ R_{\mathrm{He}}=R /M=2.079 \times 10^3[\mathrm{~J} /(\mathrm{kg} \cdot \mathrm{K})] . \end{gathered} $

(3)

其中：dP/dx为泄漏方向压力梯度；η为气体动力黏度，表征流体内摩擦系数；ρ为气体密度；v_a为分子平均速度；R_He为氦气气体常数；R为气体普适常数；M为氢气摩尔质量。

沿y方向积分，与假设的平行平板模型宽度s相乘，即可得到流体体积流率Q_vol0；再乘以ρ，可得质量流率Q_m0，表示为:

$ Q_{\text {vol0 }}=s \int_0^h v \mathrm{~d} y=-\frac{s h^3}{12 \eta_0} \frac{\mathrm{d} P}{\mathrm{~d} x}, $

(4)

$ Q_{\mathrm{m} 0}=\rho Q_{\mathrm{vol} 0}=-\frac{s h^3}{6 v_{\mathrm{a}} \lambda} \frac{\mathrm{d} P}{\mathrm{~d} x}=-\frac{s h^2}{6 v_{\mathrm{a}} K n} \frac{\mathrm{d} P}{\mathrm{~d} x} . $

(5)

当气体介质处于滑移流态时，靠近壁面处流体存在滑移流速，根据通用滑移边界条件，无量纲滑移速度可表示为

$ U_{\mathrm{S}}-U_{\mathrm{w}}=\frac{2-\sigma}{\sigma} \frac{K n}{1-b K n}\left(\frac{\partial U}{\partial n}\right)_{\mathrm{S}} . $

(6)

其中：U_S为靠经壁面的气体临界滑移速度；U_W为壁面速度，U_W=0；σ为切向动量调节系数；b为通用滑移系数；(∂U/∂n)_S为滑移速度沿垂直壁面方向的速度梯度U，对于平行平板通道n有∂U/∂n=1。因此，结合式(2)，U_S和滑移流态下速度分布v_Sf可表示为：

$ U_{\mathrm{S}}=\frac{K n}{1+K n}, $

(7)

$ v_{\mathrm{Sf}}=-\frac{1}{2 \eta} \frac{\mathrm{d} P}{\mathrm{~d} x} h^2\left(-\left(\frac{y}{h}\right)^2+\frac{y}{h}+\frac{K n}{1+K n}\right) . $

(8)

滑移流态对应的质量流率Q_mf表达式如下：

$ Q_{\mathrm{mf}}=-\frac{b h^2}{6 v_{\mathrm{a}} K n} \frac{\mathrm{d} P}{\mathrm{~d} x}\left(1+\frac{6 K n}{1+K n}\right) . $

(9)

气体处于分子流态时，Kn>10，对于任意宽高比矩形截面通道，质量流率Q_mm可表示为

$ Q_{\mathrm{mm}}=-\frac{b h^2}{v_{\mathrm{a}}} \frac{\mathrm{d} P}{\mathrm{~d} x} . $

(10)

2 实验方法与结果 2.1 材料力学性能测试

材料的定义对于有限元仿真具有重要作用，只有正确定义材料才能更大程度地保证仿真结果与真实情况相符，因此需要通过单轴压缩实验获得垫片材料PI在常温与深低温条件下的应力应变曲线。图 9为低温力学性能测试平台示意图，可进行材料单轴压缩实验，分别设置测试温度为293、173、77和20 K。根据GB/T1041—92《塑料压缩性能试验方法》^[25]的相关标准和要求分别进行压缩实验。

采集并处理实验数据，得到材料的压缩力学性能数据如图 10所示。计算材料在不同温度下的弹性模量，结果如表 1所示，弹性模量的值随着温度的降低而增大，说明温度越低材料越硬。将实验所得的数据输入有限元仿真分析的材料数据库中。

2.2 密封面粗糙形貌测试

密封界面在宏观上看起来严丝合缝，但在微观层面存在细小的泄漏通道。垫片材料的加工方式为车削，利用三维白光干涉仪(MicroXAM800)获取接头端面、PI垫片端面和侧面，以及压缩实验后的垫片端面表面形貌，测试结果如图 11所示。

使用MATLAB构造垫片表面的微观粗糙形貌。实测坐标值数据存在粗糙峰高度值较高的奇点，这会影响解的数值稳定性及粗糙峰变形的准确性，进而影响后续的力学求解。因此，需要对表面形貌坐标数据进行奇点滤波处理，并将其重整为二维数字形貌矩阵，最后使用surf函数创建三维曲面图，形成微观粗糙数字形貌如图 12所示，用于求解变形后的表面形貌。

2.3 泄漏率测试实验

图 13为泄漏测试实验平台全貌，主要由实验箱、分子泵机组、氦质谱检漏仪、高压氦气源和电脑控制端模块组成。实验箱是整个密封实验台的核心模块，可收集垫片密封泄漏的氦气，包含的轴向力加载装置可精确调节载荷值，最大压紧力可达8 000 N。实验箱使用减压阀调节氦气源的气体压力，使进气口具备实验所需气压，压力调节范围为0.1~10.0 MPa。分子泵机组主要用于创造实验箱的真空环境，可使环境的真空度值达1×10^-4 Pa；氦质谱仪检漏极限检测值可达1×10^-10 Pa·m³/s。

3 仿真结果与实验结果对比

现对接头-接管系统进行仿真研究，图 14a为模型装配图，垫片位于接头和接管嘴之间，由外套螺母产生的力矩将整个模型旋紧，图 14b为常温且未加载荷情况下垫片的初始状态，箭头方向为泄漏方向，其中红色箭头代表上侧、右侧行程，绿色箭头代表左侧、下侧行程。通过介质压力的加载位置定位上行程和左行程的分界点，将介质压力加载部位划分到上行程中；由于垫片右下角的位置未完全接触，因此，右行程与下行程的分界点则定位在未接触部位的中点处。

3.1 温度对部件结构的影响

温度降低会导致接管系统部件尺寸发生变化，还会导致垫片材料硬化，失去弹性，进而无法填补接触面之间的间隙，最终引起泄漏。

在仿真研究过程中，首先模拟实际载荷工况，设置接管嘴内侧x方向固定约束，允许y方向自由移动，新建一个刚体将接头抵住，固定接头的y方向位置，通过上移外套螺母，产生与拧紧扭矩等效的支反力，得到常温下不同拧紧力矩的垫片压缩量及外套螺母y方向的位移。当整个系统置于低温工况时，外套螺母不会持续产生一个向上的拧紧力矩，因此将低温和常温下外套螺母y方向的位移设置为相同值。考虑温度降低会使结构收缩变形性能，若不给定边界约束，则整个二维轴对称模型会向对称轴方向收缩，不符合实际工况。在ABAQUS预定义场管理中施加一个全局温度场，设置初始温度为293 K，在施加深低温条件进行分析时，将全局温度场改为20 K，同时在边界条件中设置螺纹啮合处y方向的固定约束，保持外套螺母和接管嘴不发生y方向的相对位移，将外套螺母和接管嘴作为一个整体研究其低温收缩特性。

图 15为20 N·m扭矩载荷，293和20 K温度下的Mises应力云图，默认平均阈值为平均75%。由图 15可知在温度变化前后，接管嘴和接头的自身应力发生了较大变化，这是因为固定了齿轮啮合处y方向的位移，温度降低时，齿轮啮合处对接管嘴向左收缩起到了约束作用，降低了接管嘴的收缩变形程度。图 15c—15f为图 15a和15b中红框的放大图，对比293和20 K的垫片左上角和右下角可知: 温度的降低会导致常温下已经贴合的接头和接管嘴发生尺寸收缩，出现结构缝隙，这也是导致低温垫片密封泄漏率增大的原因之一。

3.2 扭矩对密封接触压力的影响

扭矩通过改变不同工况下垫片的压缩情况，进而成为影响垫片密封性能的主要因素。扭矩会直接影响垫片的压缩率，从而影响垫片的密封性能。

图 16为垫片分别在293和20 K温度、不同载荷下的应力应变云图，垫片的倒角处最容易产生应力集中现象，也是垫片最先发生失效的位置。在293 K温度下，5、10和20 N·m力矩对应的垫片厚度尺寸分别为1.426、1.358和1.266 mm；在20 K温度下，5、10和20 N·m力矩对应的垫片厚度尺寸分别为1.459、1.391和1.301 mm。通过对比可知，20 K温度下的垫片压缩量小于293 K。结合材料的属性可以发现，温度越低，PI的弹性模量越大，材料越硬，在相同扭矩下，低温下垫片的压缩量更小。

图 17为在20 MPa介质压力、293和20 K温度及不同力矩下垫片的左、下行程与上、右行程的接触压力曲线图，图中低点附近即为左行程与下行程和上行程与右行程的分界。在2种温度下垫片的左行程接触压力都有所下降，而上、右、下行程的压力曲线则相对平缓，结合载荷的加载方式及接管嘴的特殊楔形结构可判断，在垫片密封结构中，起主要密封作用的部分为垫片上、下表面及垫片右侧面。左、下及上、右行程的接触压力曲线都出现峰值，这是由于PI垫片在压缩过程中，倒角部位会发生挤压变形，发生应力集中现象，导致有少许网格点的接触压力偏大。结合图 16的应力云图，对比图 14b的初始垫片形状可知，在载荷较小的情况下，垫片左侧与接头未发生接触，因此接触压力曲线其中一段的值为0；而由于扭矩较大时，垫片与接头和接管嘴几乎全部接触，压缩量小时，接触部位更多，接触宽度更长，因此，在力矩为20 N·m时，温度为20 K的曲线相对于293 K的曲线靠右；而扭矩较小时，垫片与接头和接管嘴未完全接触，因此接触宽度差别不大。20 K温度下的接触压力曲线数值在20 N·m的扭矩下普遍小于293 K，这是由于扭矩较大时，垫片对接头和接管嘴的反作用力较大，低温也会使接头和接管嘴结构尺寸发生变化，这些因素导致垫片所处的空间变大，垫片的压缩量减小，接触压力变小；在扭矩较小时，20 K温度下接头发生收缩，垫片所处空间变大，且垫片的回弹量较小，导致接触压力相对于温度为293 K更小。

3.3 介质压力的影响

图 18为模拟实际工况介质压力的加载方式(图中箭头表示施加压力的位置与方向)，图中可见施加介质压力载荷部件的具体位置。在20 K温度下，研究了在垫片左上角及接头的上端面施加不同介质压力载荷(1、10和20 MPa)，以及不同力矩条件下(5、10和20 N·m)的接触压力曲线和接触压力分布，结果如图 19所示。仿真结果表明：介质压力载荷对接触压力曲线的整体趋势没有显著影响，不同的介质压力载荷会影响介质压力载荷加载处垫片表面的接触压力，即介质压力载荷越大，导致密封面的接触压力值越大。

3.4 工装模型仿真结果与实验结果对比

由于接头-接管嘴系统结构复杂，无法直接在泄漏率实验台架上进行测试，因此需要采用如图 20所示的等效工装模型进行实验。该实验工装模型由压块、垫片、凹槽和底座组成，通过施加可调节的力模拟外套螺母产生的扭矩，并对垫片进行泄漏测试。该工装模型的设计旨在模拟真实系统中的力和扭矩，并提供可重复的测试条件，以便准确测量接头-接管嘴系统的泄漏性能。通过调节施加给压块的力，实现不同力和扭矩条件下的泄漏测试。该实验工装模型为研究接头-接管嘴系统的泄漏性能提供了一种有效的方法，且可在实验室环境下进行重复的测试，以便比较和分析。

本研究利用有限元仿真软件对工装进行二维轴对称建模，并在建模过程中考虑载荷边界条件的设置，如图 21所示，图中序号为加载方式的步骤。具体加载方式为：①固定凹槽下底面；②移动上方刚体使垫片与凹槽及压块接触; ③在压块上端面施加与压缩力对应的压强；④为分析介质压力的影响，在垫片内侧施加1 MPa的介质压力。

仿真结果表明：工装垫片在不同载荷下，其上端面的接触压力表现出较为平滑的特征，并在接触区域的两侧存在压力波动，如图 22a所示。随着载荷的增加，接触区域的宽度呈现逐渐增加的趋势。相比之下，图 22b中的工装垫片在1 000~1 800 N的载荷下，接触压力表现出相对平稳的趋势；然而，在2 000 N的载荷下，垫片的接触压力分布出现了较大的波动，这是因为在较大的载荷下，垫片下端面和右端面与凹槽发生了接触，形成的接触宽度区域更大，导致垫片发生较大变形，从而引起接触压力曲线的波动。

使用本文第1章中的泄漏率求解思路，将图 22所得的接触压力分布曲线数据代入泄漏率数值算法中，计算1 000~1 800 N载荷下的泄漏率，同时基于实验进行验证。整理实验数据与仿真数据，结果如表 2和3所示。其中使用工装模型进行泄漏测试平台测试时，应将氦气源的进口压力调节为1 MPa，温度为293 K；通过精确调节施加给垫片的载荷，收集由工装出口泄漏的氦气得出泄漏率。

对比表 2和3中的实验数据和泄漏率仿真数据，绘制如图 23所示的曲线。在1 MPa的介质压力下，施加1 000 N载荷时，实验泄漏率与仿真泄漏率的相对数量级差为0.176；施加1 200 N载荷时，相对数量级差为0.146；施加1 400 N载荷时，相对数量级差为0.095；施加1 600 N载荷时，相对数量级差为0.328；施加1 800 N载荷时，相对数量级差为0.303。仿真所得结果和实验测试结果的差值在一个数量级内，吻合度较高，说明泄漏率数值计算方法可有效实现垫片密封真实泄漏率量化分析。泄漏率数量级在1 000~ 1 200 N及1 400~1 600 N的载荷变化下，泄漏率超过了一个数量级，这是因为在低载荷下，由于PI垫片表面与压块表面有加工缺陷，2个表面之间存在大量的泄漏通道，随着载荷的升高，接触面的粗糙峰被进一步压缩，一部分泄漏通道被堵住，导致泄漏率下降。

3.5 低温工况下泄漏率预测

基于实验验证后的垫片密封泄漏率量化计算方法，按照计算泄漏率的步骤，将数值方法应用于深低温的泄漏率预测中。开展在温度为20 K，工装模型在载荷为1 000、1 200、1 400、1 600和1 800 N和介质压力为1 MPa条件下的泄漏率量化计算，结果如表 4所示。

由表 4可知，随着载荷增加，泄漏率数值随之下降。对比相同载荷、293与20 K温度下的泄漏率可知：20 K温度下的泄漏率比293 K的泄漏率大，推测深低温条件下力学性能的变化导致密封接触宽度减小，在栅格模型中易形成泄漏通道，气体的动力黏度减小，微通道内流动阻力较小，泄漏率比常温下更大。

4 结论

本文提供了一种基于流固热耦合的深低温管路系统垫片密封泄漏率计算方法：采用有限元仿真方法进行界面力学分析；考虑确定性形貌进行密封面微观形貌接触分析；使用平行平板泄漏模型进行流体力学分析。基于上述数值分析方法，以泄漏率为指标，研究了不同载荷、介质压力和工作温度等因素对垫片密封性能的影响规律。具体结论如下：

1) 随着温度降低，材料逐渐硬化，导致在相同的载荷、20 K温度下垫片的压缩量减小，且接头和接管嘴产生了由温度降低引起的结构尺寸变化，进而出现缝隙，这是深低温下泄漏率增大的原因之一。

2) 当载荷一定、工作温度为20 K时，介质压力对接触压力曲线的整体趋势没有显著影响，对介质压力加载部位的影响较大。

3) 为验证仿真结果的合理性，利用泄漏率测试实验加以验证，通过自行设计压块工装模型，验证了当温度、介质压力一定时，垫片泄漏率的仿真值与实验值的误差均控制在一个数量级内，计算结果与实验结果吻合度较高。

本文所提的数值方法能综合考虑垫片的力学性能、表面形貌微观参数、介质压力及扭矩载荷等工况对垫片密封性能的影响，并以泄漏率为评判指标的新思路，形成接头-接管密封结构的精细化设计方法，对垫片的工程应用具有指导意义。