柔性石墨金屬波紋復合增強墊片密封性能試驗

勵行根，沈明學，王成林，魏世軍，勵潔，彭旭東

（1 浙江工業大學過程裝備及其再制造教育部工程研究中心，浙江 杭州 310032；2 寧波天生密封件有限公司，浙江 寧波 315302；3 中核核電運行管理有限公司一廠，浙江 海鹽 314300）

引 言

柔性石墨金屬波紋復合增強墊片（簡稱“金屬波紋復合墊片”）是在波紋金屬墊片的基礎上改進和發展起來的新型復合密封墊片，它是以金屬波紋板作為骨架材料、以柔性石墨板為上下覆蓋層的一種復合式墊片[1]。該類復合墊片既有金屬波紋墊片優異的回彈特性，又兼有柔性石墨熔點高、自潤性好、膨脹系數大且耐高/低溫、耐化學腐蝕及耐輻射性能等優點[2-4]。此外，它能克服纏繞墊片易散架和壓潰、包覆墊片沿徑向發生剪切破壞、平墊片覆蓋材料易被向外擠出及發生蠕變、齒形墊片易損傷法蘭面等弊端[1]。因此，該墊片可廣泛應用于石油、化工、核電、航空航天和軍工等眾多領域，尤其適用于苛刻操作工況和密封環境下的高參數場合，例如高溫加氫裂化裝置、高壓換熱器、大膨脹量蒸汽管道系統等。然而，目前該墊片在生產和選用等方面尚缺乏科學的理論分析和系統研究，也無明確骨架和覆蓋層具體尺寸參數的相應規范或標準[5]。

目前，國內外研究復合墊片的形式主要集中于金屬石墨纏繞式墊片[6-9]、金屬波齒復合墊片[10-12]和金屬接觸型石墨墊片[13-14]等。許多學者針對柔性石墨金屬復合墊片的不同金屬骨架形狀與結構進行了較系統的研究[7,11,15-16]。其中，文獻[15]詳細比較了4 種不同金屬骨架（V 形、圓弧形、梯形和波紋形）的柔性石墨復合墊片在不同尺寸參數下的力學性能，結果表明以波紋形為骨架的復合墊片壓縮和回彈性能均明顯優于其余幾種骨架的復合墊片。然而，迄今針對金屬波紋復合墊片的相關文獻報道甚少[2,17]。此外，柔性石墨是一種帶空隙的各向異性流變材料，有限元模擬局限于采用純彈性或彈塑性模型甚至拋開石墨層進行分析[15-16]，因此有限元模擬很難真實地評價復合墊片的變形行為和應力場分布。本研究旨在優化金屬波紋復合墊片結構參數，進而提高該類墊片的密封性能，通過泄漏率、壓縮/回彈性能、骨架材料變形行為及應力松弛等墊片重要性能的分析系統研究金屬波紋復合墊片力學行為和密封性能。主要創新之處在于對墊片力學行為分析的過程中首次引入骨架殘余高度的概念，針對骨架材料的變形行為結合墊片常溫/高溫密封性能試驗數據的綜合分析探討金屬波紋復合墊片的密封機理，以期為金屬波紋復合墊片的生產、工程選用等提供科學的理論依據。

1 試驗材料和方法

1.1 墊片的材料、結構及規格

試驗用金屬波紋復合墊片由寧波天生密封件有限公司提供，所有墊片均參照GB/T 19066.3—2003《柔性石墨金屬波齒復合墊片技術條件》的要求生產[5]，墊片的基本結構及其主要結構參數分別見圖1和表1，柔性石墨主要技術參數見表2。試驗開始前墊片經橡膠彈性墊預壓（2 MPa）和干燥處理。

圖1 金屬波紋復合墊片結構Fig.1 Diagram of corrugated metal composite gaskets

1.2 試驗裝置

試驗在全自動墊片綜合性能試驗臺上進行，如圖2所示。試驗臺由機架、試驗法蘭、墊片加載系統、泄漏率檢測系統、溫度控制系統、數據采集與控制系統等組成，可進行高溫/常溫下墊片的壓縮回彈性能試驗、密封性能試驗、應力松弛試驗。其中，泄漏率檢測系統主要包括氦質譜檢漏儀（SFJ-211，安徽皖儀科技股份有限公司，分辨率為1×10-12Pa·m3·s-1）、氦氣源（氦氣純度：99.9%）和連接管路等，上下法蘭面的表面粗糙度為Ra=0.2。試驗機最大試驗力為500 kN，分辨力為最大試驗力的1/200000；位移控制精度為0.001 mm。此外，本研究涉及的試驗溫度、加卸載速度及初始載荷等均按國家標準進行[5,18-19]。

表1 金屬波紋復合墊片骨架材料結構參數Table 1 Structure parameters for frame material of corrugated metal composite gaskets

表2 金屬波紋復合墊片用柔性石墨主要技術參數Table 2 Main technical parameters for flexible graphite of corrugated metal composite gaskets

圖2 墊片試驗機結構Fig.2 Diagram of specialized test apparatus for gasket

1.3 試驗方法

為了更好地了解覆蓋層厚度、骨架材料材質對金屬波紋復合墊片力學性能和密封性能的影響，本研究選用4 種不同石墨層厚度、2 種不同骨架材料及結構的復合墊片進行了詳細的對比試驗研究。試驗主要包括常溫（室溫：20℃±2℃）下不同參數復合墊片的壓縮/回彈性能試驗、密封性能（泄漏率測試）試驗以及常溫和高溫（300℃±5℃）工況下的應力松弛試驗。對于上述試驗，同一條件下均各取3 個試樣進行重復試驗，以排除試驗數據的偶然性。每次試驗前用二甲苯將法蘭清洗干凈，以避免法蘭面殘留石墨影響測試結果。

2 實驗結果與討論

2.1 密封性能分析

圖3 不同石墨厚度下復合墊片泄漏率隨墊片應力的變化Fig.3 Variation of leakage rate of composite gaskets with loading stress under different thickness of graphite

圖3示出了不同石墨覆蓋層厚度（0.38 mm/0.6 mm/0.8 mm/1.0 mm）下316L 金屬波紋復合墊片的泄漏率隨墊片應力的變化。由圖可知，在“零泄漏”（泄漏率≤1.1×10-12Pa·m3·s-1）前泄漏率和預緊應力基本呈負指數關系，即預緊應力越大泄漏率越小。其中，覆蓋層厚度為0.38 mm 的復合墊片密封性能最好，0.8 mm 和1.0 mm 柔性石墨覆蓋的復合墊片密封性能較差，而覆蓋層厚度為0.6 mm 的墊片在σ=30 MPa 的墊片應力下泄漏率達到1.1×10-12Pa·m3·s-1。因此，石墨覆蓋層厚度對復合墊片的密封性能有重要影響。

圖4(a)示出了316L 波紋和平板兩種不同骨架結構的復合墊片泄漏率對比。由圖可知金屬波紋作為骨架材料的復合墊片泄漏率均明顯低于平板復合墊片，表明金屬波紋骨架材料對復合墊片的密封性能具有顯著的增強作用。此外，從測得的泄漏率數據看[圖4(b)]，在較低墊片應力（如σ=25 MPa 和35 MPa）下A3 和316L 兩種不同骨架材料的復合墊片泄漏率在同一量級，表明此時骨架材質對泄漏率影響并不明顯。而隨墊片應力的增加（如σ=45 MPa）316L 復合墊片的密封性能明顯高于A3 復合墊片，其原因可能在于316L 的力學性能優于A3，其抵抗變形的能力較好。因此，較高的墊片應力下金屬骨架波峰與法蘭面間僅保留較薄的石墨層后金屬波紋的增強作用開始顯現，從而形成迷宮密封效應。而在較低的墊片應力下密封面上石墨起主要的承載功能，故泄漏率相差不大。下文將針對骨架材料的變性行為做進一步的探討。

圖4 骨架有無波紋(a)和骨架材質(b)對復合墊片泄漏率影響Fig.4 Effect of framework on leakage rate of composite gaskets

2.2 壓縮/回彈特性及墊片形貌

圖5所示為316L 金屬波紋復合墊片在不同墊片應力作用下的應力-應變曲線。由圖可知：在壓縮過程中不同墊片應力下的應力-應變曲線大致均可分為如下3 個階段：緩慢爬升（階段A）、波動（階段B）、迅速爬升（階段C）。其中，階段A 和階段C 的曲線重合性較好，階段B 的曲線呈不規則波動；在回彈過程中，隨墊片應力的增加回彈性能略有提高。此外，墊片在A 和B 兩個階段的壓縮過程中曲線過于平緩，這將直接影響墊片的壓縮率和回彈率性能指標，而且壓縮率和回彈率不能真實地反映此類墊片的力學性能。

圖5 不同墊片應力下的應力-應變曲線（石墨層厚度t0=0.6 mm）Fig.5 Stress-strain curves under different gasket stress (thickness of graphite t0=0.6 mm)

為了考察復合墊片在壓縮過程中出現上述3 個 階段的原因及預壓縮對墊片力學性能的影響，本研究對同一墊片進行了6 MPa/10 MPa/20 MPa 等不同應力等級下的逐級多次循環加、卸載壓縮回彈試驗，分析了不同墊片應力下的壓縮回彈性能和表面形貌。復合墊片在循環加、卸載條件下的壓縮回彈性能曲線如圖6所示。由圖可知，墊片的壓縮變形主要出現在較低墊片應力區域（即階段A 和階段B），如墊片應力10 MPa 下的壓縮量就已超過0.8 mm（占墊片初始厚度的30.53%），也就是說墊片的壓縮性能只有承受一定的墊片應力后才能進入應力快速爬升的階段C，因此其力學性能明顯不同于纏繞墊片[6]，而且與波齒復合墊片相比又增加了明顯波動的階段B[11]。

圖6 復合墊片循環加、卸載的壓縮回彈性能曲線（石墨層厚度t0=0.6 mm）Fig.6 Stress-strain curves of composite gasket under cyclic loading (thickness of graphite t0=0.6 mm)

圖7 金屬波紋骨架及不同墊片應力下的墊片局部表面形貌Fig.7 Local surface morphologies of corrugated metal frame and gaskets under different loading stress

圖7示出了對應圖6中所示不同階段的墊片表面形貌。如前所述，該類復合墊片由金屬波紋板[圖7(a)]上、下覆蓋柔性石墨層復合而成，其表面局部 形貌如圖7(b)所示。柔性石墨是具有蠕變、松弛特性和一定孔隙結構的流變非線性材料。在初始壓縮階段（對應圖5中階段A），墊片起承載作用的主要為柔性石墨覆蓋層，但該石墨層質地松軟、易于壓縮，于是波峰及其附近波谷的覆層柔性石墨材料先逐漸密實，但金屬波紋凹槽上方的覆蓋層尚未與法蘭完全接觸[圖7(c)]，該階段墊片較差的承載能力就表現出應力-應變曲線上升相對平緩；隨著墊片應力的提高，波峰及其附近波谷處的石墨向兩側波谷推擠，使石墨層呈不規則的流動，并逐漸填實金屬波紋的凹槽。結合圖7(d)和圖6分析可見，當這些石墨與被相向推擠過來的石墨相遇時（此時墊片形貌上呈現環形縫隙）墊片才進入階段C 的壓縮過 程。因此，階段B 應力-應變曲線出現無規律的波動且不同墊片的壓縮曲線重合性差（見圖5中階段B）；當進入階段C 后，金屬波紋的凹槽已完全被柔性石墨填實[圖7(e)]，此后隨墊片應力的繼續增加墊片密封面基本被壓平[圖7(f)～(h)]且其變形量已很小，因此應力-應變曲線呈迅速爬升趨勢。另一方面，當金屬骨架波峰與法蘭面間僅保留較薄的石墨層時金屬波紋的增強作用開始突顯，金屬波紋的彈性變形使得骨架波峰處形成同心圓的多道高比壓線密封屏障，并與波谷內石墨受壓形成的低比壓面密封一起構成迷宮密封效應，從而有效保證了墊片良好的密封可靠性。當然，如果石墨覆蓋層過厚（如t0=0.8 mm），金屬波紋的增強作用不能發揮功效，本質上如同金屬平板復合墊片上石墨與法蘭面應力均布的面密封，這就是石墨覆蓋層過厚導致墊片密封性能下降的根本原因（圖3）。此外，如果覆蓋層厚度繼續增加，而環形波紋能防止墊片上的石墨層被擠出，那么波紋區域的接觸應力高于兩側，即墊片應力呈拋物線分布，這可能是圖3中覆蓋1.0 mm石墨的復合墊片密封性能優于0.8 mm墊片的主要原因。因此，合適的石墨覆蓋層厚度才能有效發揮出金屬波紋骨架材料的彈性儲備性能，進而提高墊片的密封性能。

綜上分析，對墊片進行預壓處理可以消除墊片因柔性石墨覆蓋層前期壓縮和流動對壓縮率和回彈率等墊片性能指標的影響。但對比圖5和圖6可以發現：預壓不會影響墊片最終的密封和回彈能力，卻利于客觀反映其真實的力學性能。為此，對不同石墨覆蓋層厚度的復合墊片在10 MPa 預壓縮后進行了45 MPa 墊片應力下的壓縮回彈性能試驗，結果表明經過預壓處理后的復合墊片承載能力和回彈性能明顯提升，如圖8所示。表3分別示出了不同石墨覆蓋層厚度下復合墊片的壓縮率、回彈率和回彈模量。由表可知，不同石墨覆蓋層下的復合墊片壓縮率均保持在40%左右，回彈率均高于波齒復合墊片[10-11]。其中回彈性能最好的是石墨覆蓋層厚度為0.6 mm 的復合墊片，回彈率超過30%。此外，從回彈模量看，1.0 mm 石墨層的復合墊片彈性模量為960.2 MPa，而前3 種墊片的回彈模量均保持在600 MPa 左右，表明石墨層厚度小于0.8 mm 的復合墊片適宜壓力波動時的密封場合，其性能優于波齒復合墊片[10]。這是因為墊片回彈模量的大小可以反映卸載過程中墊片壓緊應力的改變程度[20]，即墊片彈性模量越小相同回彈量下墊片應力削弱亦小，進而 彌補管道中因壓力波動、溫度劇變等引起的瞬時墊片應力的不足。

圖8 預壓后復合墊片的壓縮回彈曲線Fig.8 Compressive-resilient curve of corrugated metal composite gaskets after prepress

表3 不同覆蓋層厚度的復合墊片壓縮率和回彈率Table 3 Compressibility and recovery of corrugated metal composite gaskets

2.3 骨架材料殘余厚度分析

如前所述，隨墊片應力的增加復合墊片的密封面被逐漸壓平（圖7），金屬波紋復合墊片主要依靠骨架上波紋的彈性回彈使密封面形成多道高比壓線密封屏障而形成迷宮密封，墊片壓縮后骨架材料的殘余厚度大小反映了墊片受載后骨架的塑變和墊片的整體破壞程度，因此它也是表征墊片承載能力和是否具備回彈性能的重要參數。圖9示出了不同石墨層厚度下復合墊片在45 MPa 受壓后墊片及骨架材料的初始高度和殘余厚度。可以看出，隨著石墨層厚度的增加，墊片殘余總高度呈逐漸上升的趨勢，而骨架材料呈先上升后逐漸趨于穩定的趨勢，較厚的石墨覆蓋層下骨架材料的變形很小，過厚的石墨覆蓋層不能發揮出骨架材料應有的彈性增強作用，這是造成泄漏率過高的重要原因。另外，覆蓋層為1.0 mm 時波紋板增強層上的殘留石墨最厚，這也進一步佐證了2.2 節相關密封性能的論述。此外，有石墨覆蓋層的墊片骨架材料殘余高度均明顯高于純骨架材料，說明壓實的石墨覆蓋層能有效抵抗骨架材料的塑性變形。

圖9 不同石墨厚度下墊片及骨架材料的初始高度和 殘余厚度分析Fig.9 Initial height and residual thickness of corrugated metal frame and gaskets under different thickness of graphite

圖10 不同墊片應力下墊片及骨架材料的殘余厚度對比Fig.10 Comparison of residual thickness of corrugated metal frame and gaskets under different loading stress

圖10示出了覆蓋層厚度為0.6 mm 的復合墊片在不同墊片應力下墊片及骨架材料的初始高度和殘余厚度。由圖可知：隨著墊片應力的增加，復合墊片殘余總高度逐漸下降但很快趨于穩定，金屬波紋板的殘余高度演變也表現出相近趨勢。而恰當厚度（如0.6 mm）的石墨層被密實后與骨架材料的有機結合有效抵抗了金屬波紋骨架的變形，150 MPa 的墊片應力下金屬波紋板的殘余高度仍有1 mm 左右（圖10），說明此類復合墊片具有極高的承載能力和抗變形能力，使得墊片在高應力作用下仍可以保持良好的密封性能。因此，工程上在安裝金屬波紋復合墊片時不必擔心墊片因過載失效。

2.4 應力松弛性能分析

考慮到高溫連接系統的密封失效往往是由墊片的蠕變和應力松弛引起的[21]，而蠕變性能也是表征密封材料最重要的性能之一，它反映了密封材料抵抗應力松弛和變形的能力，通常蠕變越慢則墊片上的殘余應力越大、密封性能越好。據此，對不同石墨覆蓋層厚度下的復合墊片（骨架材料為316L）分別進行了常溫和高溫應力松弛試驗，結果見表4。從表中數據可以看出過厚的石墨覆蓋層加劇了復合墊片的松弛。這是由于石墨層過厚不僅會導致金屬波紋不能發揮增強作用，反而致使墊片載荷完全依靠覆蓋層承載；無論是常溫還是高溫工況，覆蓋層為0.6 mm 的復合墊片由于石墨層和金屬波紋的復合增強作用得到充分發揮，不僅松弛率最低，而且墊片應力很快進入穩定階段，其特殊的結構特點確保了墊片具有較好的承載能力和優異的抗蠕變性能。

表4 不同石墨覆蓋層厚度下的金屬波紋復合墊片 常溫/高溫應力松弛試驗Table 4 Stress relaxation test with room temperature and high temperature under different thickness of graphite

圖11 兩種不同骨架材料復合墊片的應力松弛性能對比Fig.11 Comparison of stress relaxation performance of corrugated metal frame composite gaskets with two different frame material

骨架材料為A3 鋼的復合墊片也可以得出上述相似的結論，但不同之處主要在于：石墨覆蓋層為0.38 mm 和0.6 mm 時，由于骨架材料性能的差異，A3 鋼的復合墊片松弛率明顯高于316L 的復合墊片。如圖11所示，A3 鋼作為骨架材料的復合墊片 松弛率為5.41%、而316L 作為骨架材料的復合墊片松弛率僅為3.94%，而且3 h 左右墊片應力已基本保持穩定。當然，鑒于兩種不同骨架材料的復合墊片泄漏率和壓縮回彈性能相差不多且從綜合成本考慮，在一些密封要求不高、操作工況相對穩定、無腐蝕等環境下可以考慮采用A3 鋼作為骨架材料的復合墊片。工程上可在墊片安裝時通過適當增加螺栓預緊力等方法來彌補應力松弛引起的墊片殘余壓緊應力下降，從而提高該類復合墊片的密封能力。

3 結 論

（1）金屬波紋復合墊片的泄漏率與預緊應力基本呈負指數關系，預緊應力越大泄漏率越小；石墨覆蓋層厚度對復合墊片的密封性能有重要影響，從泄漏率看該金屬波紋結構的復合墊片在0.38 mm和0.6 mm 兩種石墨覆蓋層厚度下的密封性能較好；金屬波紋有效增強了復合墊片的密封性能，與A3鋼作為骨架材料的復合墊片相比316L 復合墊片 的泄漏率和壓縮回彈性能隨墊片應力的增加逐漸 顯現。

（2）隨著墊片應力的增加，復合墊片的應力-應變曲線均可分為緩慢爬升、顯著波動和迅速爬升3 個階段，分別對應波峰附近石墨層密實、石墨向兩側波谷內推擠并逐漸填實金屬波紋的凹槽、墊片密封面被基本壓平且墊片的承載能力得到有效增強；對復合墊片進行10 MPa 左右的預壓處理能客觀反映其真實的壓縮/回彈性能，0.6 mm 石墨層厚度的復合墊片回彈率超過了30%，其回彈性能優于波齒復合墊片和纏繞墊片，尤其適宜壓力波動等場合的密封。

（3）具有合適厚度的石墨層被密實后骨架上波紋附近易形成多道高比壓線密封屏障，形成迷宮密封效應。石墨層與骨架材料的有機結合能有效抵抗金屬波紋骨架的塑變，使墊片具有極高的承載能力和抗變形能力。因此，工程上在安裝金屬波紋復合墊片時不必擔心墊片因過載失效，可以適當增加墊片的螺栓預緊力，以提高管道的密封可靠性。

（4）過厚的石墨覆蓋層會加劇復合墊片的應力松弛；無論是常溫還是高溫工況，兩種不同骨架材質的復合墊片均是石墨覆蓋層為0.6 mm 時應力松弛最低、抗蠕變性能最好；但不同于泄漏率和壓縮回彈性能，A3 鋼作為骨架材料的復合墊片松弛率明顯大于316L 的復合墊片。

[1]Cai Renliang (蔡仁良).Fluid Sealing Technology—Principles and Engineering Applications (流體密封技術——原理與工程應用) [M].Beijing:Chemical Industry Press,2013

[2]Kris Kolba,Michael P Cooper.CMGC gasket applied to a large reactor vessel [J].Sealing Technology,2004,2004 (2):6-8

[3]Liu Zongliang (劉宗良),Liu Dong (劉東).Metal corrugated gasket and its development [J].Petro-Chemical Equipment Technology(石油化工設備技術),2009,34 (8):100-104

[4]Luo Xiangcheng,Chung D D L.Flexible graphite under repeated compression studied by electrical resistance measurements [J].Carbon,2001,39:985-990

[5]GB/T 19066.3—2003

[6]Gu Boqin (顧伯勤),Chen Ye (陳曄),Lu Xiaofeng (陸曉峰).Theory and technology of classification design and manufacture of spiral wound gaskets [J].Chinese Journal of Mechanical Engineering(機械工程學報),2006,42 (4):168-172

[7]Krishna Murali M,Shunmugam M S,Prasad Siva N.A study on the sealing performance of bolted flange joints with gaskets using finite element analysis [J].International Journal of Pressure Vessels and Piping,2007,84:349-357

[8]Sun Yan (孫巖),Liu Meihong (劉美紅),Li Yuxian (李遇賢),Ge Xiawen (葛夏文).The fitting and prediction of compressive and recovery curve of non-asbestos metal spiral gasket [J].Materials for Mechanical Engineering(機械工程材料),2013,37 (4):75-77

[9]Mathan G,Prasad N Siva.Evaluation of effective material properties of spiral wound gasket through homogenization [J].International Journal of Pressure Vessels and Piping,2010,87 (12):704-713

[10]Li Duomin (李多民),Duan Zihua (段茲華),Qiu Xingqi (仇性啟).Research on the compressibility and resilience of the gaskets reinforced by corrugated metal sheet at room temperature [J].Lubrication Engineering(潤滑與密封),2009,34 (3):91-93

[11]Xie Sujiang (謝蘇江),Cai Renliang (蔡仁良),Huang Jianzhong (黃健中).Study on the relation between structural parameters and mechanical properties of gasket reinforced by corrugate metal sheet [J].Chemical Machinery(化工機械),2000,27 (4) :200-203

[12]Bazergui A,Winter J R.Room temperature and elevated temperature tests of a metal corrugated gasket with flexible graphite fill//American Society of Mechanical Engineers,Pressure Vessels & Piping Division [C].New York:ASME,1989,158:33-40

[13]Li Xinggen (勵行根),Li Yong (勵勇),Li Jie (勵潔),Song Wei (宋煒),Cai Renliang (蔡仁良).Experiment research of graphite sealing gaskets for nuclear power plant [J].Hydraulics Pneumatics & Seals(液壓氣動與密封),2010 (11):29-31

[14]Fan Shuling (范淑玲),Zhang Lanzhu (章蘭珠),Lin Jianhong (林劍紅),Xu Dandan (徐丹丹),Cai Renliang (蔡仁良),Liu Yan (劉雁).Experimental study on mechanical properties of graphite sealing gasket with metal to metal contact type at high temperatures [J].Pressure Vessel(壓力容器),2013,30 (4):1-7

[15]Yang Dongjun (楊棟君),Gu Boqin (顧伯勤).Effects of deformation characteristics of metal frameworks on mechanical performance of corrugated gaskets composited with flexible graphite [J].Journal of Nanjing University of Technology:Natural ScienceEdition(南京工業大學學報:自然科學版),2013,35 (4):105-109

[16]Liu Hongchao (劉宏超),Ren Jianmin (任建民).Study on metal skeleton structural parameters of flexible graphite corrugated metal gaskets [J].Contemporary Chemical Industry,2012,41 (6):617-619

[17]Wang Leqin (王樂勤),Yang Hui (楊暉),Li Xinggen (勵行根),Jiao Lei (焦磊).Present research and development trend of flexible graphite sealing gasket [J].Fluid Machinery(流體機械),2013,41 (6):37-41

[18]GB/T 12622—2008

[19]GB/T 12385—2008

[20]Bazergui A.Compressibility and compliance of spiral wound gasket// Third International Conference on Pressure Vessel Technology [C].1977

[21]Bouzid A,Chaaban A,Bazergui A.The effect of gasket creep relaxation on the leakage tightness of bolted flanged joint [J].Pressure Vessel Technology,1995,117:71-78