胡永會(huì),吳運(yùn)新,郭俊康

(中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,湖南 長(zhǎng)沙 410083)

7075鋁合金循環(huán)載荷下殘余應(yīng)力松弛的實(shí)驗(yàn)研究

胡永會(huì),吳運(yùn)新,郭俊康

(中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,湖南 長(zhǎng)沙 410083)

胡永會(huì)

采用淬火和噴砂2種強(qiáng)化工藝引入殘余應(yīng)力,分析循環(huán)應(yīng)力作用下7075鋁合金應(yīng)力松弛現(xiàn)象?；趹?yīng)力松弛機(jī)理討論了2種不同強(qiáng)化工藝下殘余應(yīng)力松弛規(guī)律的異同。結(jié)果表明,加載應(yīng)力狀態(tài)與大小、殘余應(yīng)力的初始分布和冷作硬化是影響殘余應(yīng)力松弛的主要因素。

7075鋁合金;殘余應(yīng)力;應(yīng)力松弛;淬火強(qiáng)化;噴砂強(qiáng)化

前 言

結(jié)構(gòu)件中的殘余應(yīng)力一般由焊接、熱處理、鑄造和機(jī)加工等生產(chǎn)過(guò)程引入。一方面,工程實(shí)踐要求零件投入使用前需要消減存在的結(jié)構(gòu)或表面殘余應(yīng)力[1];另一方面,工程上一般又通過(guò)引入不同大小和分布狀態(tài)的表面殘余壓應(yīng)力有效抑制構(gòu)件表面裂紋的萌生和發(fā)展[2]。對(duì)于經(jīng)常在交變循環(huán)載荷工況下工作的構(gòu)件,循環(huán)應(yīng)力引起的殘余應(yīng)力松弛將大大地影響這種有利因素。綜合考慮殘余應(yīng)力的利弊,為了更加完善殘余應(yīng)力在工程實(shí)踐中的應(yīng)用,對(duì)循環(huán)載荷下的殘余應(yīng)力松弛及其機(jī)理的研究就成為重要的突破口。

目前,大多數(shù)研究者關(guān)注的對(duì)象為焊接鋼或表面噴丸鋼的局部殘余應(yīng)力,如D.Rao與D.Wang[3]等人對(duì)314L不銹鋼的應(yīng)力松弛研究和Wyman Z.Zhuang與Gary R.Halford[4]對(duì)表面噴丸鋼循環(huán)載荷下殘余應(yīng)力的松弛研究等。對(duì)7系高強(qiáng)鋁合金的研究也頗多,如Sachin R.Shinde與David W.Hoeppner[6]和M.Benedetti與V.Fontanari[7]等人對(duì)7075-T6的研究,但主要集中在疲勞特性方面。綜合來(lái)看,對(duì)7系鋁合金結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力與表面噴丸局部殘余應(yīng)力松弛及2種不同應(yīng)力狀態(tài)松弛的對(duì)比的研究較少。

7075鋁合金因具有高強(qiáng)、高韌等特點(diǎn),目前已成為現(xiàn)代航空航天工業(yè)重要的結(jié)構(gòu)材料[5]。本實(shí)驗(yàn)通過(guò)研究7075鋁合金板殘余應(yīng)力在循環(huán)載荷下的應(yīng)力松弛,探討應(yīng)力松弛的規(guī)律和機(jī)理。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,構(gòu)件殘余應(yīng)力的松弛很大程度上受外加載荷特性、初始?xì)堄鄳?yīng)力分布和冷作硬化工藝的影響。包辛格效應(yīng)下,交變循環(huán)拉壓載荷比單向循環(huán)拉伸載荷能更有效地釋放殘余應(yīng)力,且軋向應(yīng)力和橫向應(yīng)力變化規(guī)律類似。淬火態(tài)鋁合金板試樣的殘余應(yīng)力場(chǎng)貫穿整個(gè)合金板厚度,表面為壓應(yīng)力,心部為拉應(yīng)力,應(yīng)力狀態(tài)十分穩(wěn)定,外部載荷難以釋放其應(yīng)力;而表面噴砂使鋁合金板試樣形成局部屈服強(qiáng)度梯度,殘余應(yīng)力場(chǎng)存在于鋁合金板表面一定深度范圍內(nèi),且并不十分穩(wěn)定,在外部載荷下易發(fā)生應(yīng)力釋放現(xiàn)象。

試樣制備與實(shí)驗(yàn)方法

. 試樣制備

實(shí)驗(yàn)所用的試樣取自7075鋁合金軋制板,其主要成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)):銅1.6%,鎂2.5%,鉻0.23%,鋅5.6%,其余為鋁。利用線切割方式取料后,對(duì)表面進(jìn)行銑削,以保證表面平整光亮,最終得到的試樣尺寸如圖1所示。試樣分為2組,分別用于淬火強(qiáng)化(Q)與退火后表面噴砂強(qiáng)化(A+SP),試樣的長(zhǎng)度方向均為軋向。使用加拿大Proto公司生產(chǎn)的iXRD衍射儀測(cè)量表面殘余應(yīng)力。

圖1 7075鋁合金板試樣尺寸Fig.1 Size of 7075 aluminum alloy specimen

7075鋁合金板試樣熱處理從室溫開(kāi)始,每小時(shí)升溫100℃,保溫10 min,固溶溫度達(dá)到480℃后保溫2 h,淬火方式為水浴淬火,退火工藝為隨爐退火。退火試樣的表面殘余應(yīng)力水平均在15 MPa以下,可認(rèn)為為無(wú)應(yīng)力板,然后使用噴砂機(jī)對(duì)試樣的表面進(jìn)行噴砂處理,噴料為石英砂,噴砂壓強(qiáng)為2 MPa。

. 實(shí)驗(yàn)方法

采用上海華龍WPL-250型微機(jī)控制電液伺服動(dòng)靜萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)標(biāo)定試樣的力學(xué)性能及引入動(dòng)應(yīng)力幅,該設(shè)備可進(jìn)行拉伸、壓縮、彎曲、斷裂韌性的靜態(tài)試驗(yàn)以及動(dòng)態(tài)疲勞試驗(yàn)。試驗(yàn)過(guò)程中加載頻率為10 Hz,分別在第100,500,1 000,5 000,10 000和20 000個(gè)加載周期時(shí)進(jìn)行表面殘余應(yīng)力測(cè)量。

通過(guò)拉伸試驗(yàn)測(cè)定7075鋁合金板淬火試樣的名義屈服點(diǎn)Rp0.2=295 MPa,而退火后表面噴砂試樣的名義屈服點(diǎn)Rp0.2=175 MPa。通過(guò)層削法與裂紋柔度法測(cè)試殘余應(yīng)力后發(fā)現(xiàn),7075鋁合金板淬火試樣初始表面殘余壓應(yīng)力與內(nèi)部初始?xì)堄嗬瓑毫Υ笮￡P(guān)系為2種應(yīng)力狀態(tài)下,試樣初始表面軋向與橫向殘余應(yīng)力及相應(yīng)的加載應(yīng)力如表1所示。

表1 試樣初始表面殘余應(yīng)力與相應(yīng)的加載應(yīng)力Table 1 Initia l surface residua l stre ss of spec im ens and the corre sponding applied stresse s

實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

. 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

按照表1中實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)對(duì)每個(gè)試樣進(jìn)行相應(yīng)的應(yīng)力加載試驗(yàn),并進(jìn)行表面殘余應(yīng)力測(cè)量,得到各個(gè)試樣在不同應(yīng)力加載條件下表面殘余應(yīng)力變化(圖2～5)。

圖2 交變循環(huán)載荷下淬火鋁合金板試樣表面殘余應(yīng)力變化Fig.2 Surface residual stress of quenched aluminum plate sample under alternating cyclic loading

圖3 單向循環(huán)載荷下淬火鋁合金板試樣表面殘余應(yīng)力變化Fig.3 Surface residual stress of quenched aluminum platesample under unidirectional cyclic loading

圖2和圖3為淬火鋁合金板試樣結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力松弛曲線。從圖2可以看出,當(dāng)復(fù)合應(yīng)力達(dá)到材料屈服強(qiáng)度一半時(shí),試樣1,2在較低循環(huán)加載應(yīng)力下,經(jīng)過(guò)20 000次交變應(yīng)力加載,其表面殘余應(yīng)力沒(méi)有明顯減小,可以預(yù)知其內(nèi)部殘余應(yīng)力場(chǎng)也無(wú)明顯改變。從圖3可以看出,加載應(yīng)力加大時(shí),試樣3,4經(jīng)過(guò)20 000次加載,此時(shí)復(fù)合應(yīng)力分別約為材料屈服強(qiáng)度的70%與80%,表面應(yīng)力有所減小,約為15%(10～20MPa)。而且1 000個(gè)加載周期后表面應(yīng)力保持穩(wěn)定,這是因?yàn)闅堄鄳?yīng)力發(fā)生松弛,復(fù)合應(yīng)力又遠(yuǎn)小于材料屈服強(qiáng)度所致。雖然在試驗(yàn)過(guò)程中試樣只承受軋向應(yīng)力加載,但殘余應(yīng)力使材料處在高彈性勢(shì)能狀態(tài),外力觸發(fā)下有利于破壞晶粒橫向平衡,故軋向殘余應(yīng)力和橫向殘余應(yīng)力的變化一致[8]。當(dāng)試樣5承受壓應(yīng)力交變加載時(shí),雖然加載應(yīng)力也較大,但表面殘余應(yīng)力并沒(méi)有明顯減小,說(shuō)明殘余應(yīng)力松弛受到殘余應(yīng)力場(chǎng)的分布狀態(tài)影響。由于包辛格效應(yīng),初始表面狀態(tài)為壓應(yīng)力的試樣在外加拉應(yīng)力加載下容易發(fā)生應(yīng)力松弛現(xiàn)象。加載應(yīng)力繼續(xù)增加,復(fù)合應(yīng)力超過(guò)材料的屈服強(qiáng)度時(shí),試樣6,7在應(yīng)力加載前幾十個(gè)周期中殘余應(yīng)力即明顯減小,此時(shí)材料殘余應(yīng)力松弛的主要原因是材料的整體塑性變形。

圖4 單向循環(huán)載荷下退火后表面噴砂處理鋁合金板試樣殘余應(yīng)力變化Fig.4 Surface residual stress of annealed and shot-peened aluminum plate sample under unidirectional cyclic loading

圖5 交變循環(huán)載荷下退火后表面噴砂處理鋁合金板試樣殘余應(yīng)力變化Fig.5 Surface residual stress of annealed and shot-peened aluminum plate sample under alternating cyclic loading

圖4,5為退火后表面噴砂處理的鋁合金板試樣的殘余應(yīng)力松弛曲線。由圖4可知,試樣1′和2′分別在2種較低單向循環(huán)應(yīng)力下加載,此時(shí)材料表面應(yīng)力歷程仍處于壓應(yīng)力狀態(tài),經(jīng)過(guò)20 000次交變應(yīng)力加載,其表面殘余應(yīng)力并沒(méi)有明顯減小。當(dāng)單向循環(huán)加載應(yīng)力逐漸加大接近材料屈服強(qiáng)度時(shí),前若干個(gè)周期內(nèi)試樣表面殘余應(yīng)力變化緩慢,但是當(dāng)試樣4′,6′與7′分別經(jīng)過(guò)10 000,500與50次交變應(yīng)力加載后,表面應(yīng)力迅速下降,且出現(xiàn)拉伸應(yīng)力狀態(tài)。繼續(xù)加載時(shí),表面應(yīng)力狀態(tài)變化不大,趨于穩(wěn)定。從圖5可以看出,在較大交變循環(huán)加載應(yīng)力下,試樣3′表面殘余應(yīng)力持續(xù)松弛,此時(shí)復(fù)合應(yīng)力約為材料屈服強(qiáng)度的87%,20 000個(gè)周期后應(yīng)力松弛率達(dá)到20%;而試樣5′在更高的交變應(yīng)力下表面殘余應(yīng)力迅速下降,此時(shí)復(fù)合應(yīng)力超過(guò)材料屈服強(qiáng)度的10%,第1次循環(huán)即已發(fā)生塑性變形,所以殘余應(yīng)力迅速松弛,且在500次循環(huán)后應(yīng)力完全松弛,繼續(xù)加載出現(xiàn)拉伸應(yīng)力狀態(tài),但逐漸趨于穩(wěn)定,20 000次循環(huán)后可認(rèn)為表面殘余應(yīng)力仍處于完全松弛狀態(tài),整體上殘余應(yīng)力與載荷周期成指數(shù)線性下降關(guān)系。實(shí)驗(yàn)結(jié)果與Kodama[11]用X射線衍射技術(shù)測(cè)得噴丸試樣表面殘余應(yīng)力下降的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)變化趨勢(shì)相符合。

. 循環(huán)載荷下殘余應(yīng)力松弛機(jī)理

構(gòu)件上應(yīng)力集中處在加載應(yīng)力與殘余應(yīng)力疊加超過(guò)其屈服強(qiáng)度后將發(fā)生塑性變形,使這些點(diǎn)的約束變形得以釋放,從而降低最大殘余應(yīng)力。同時(shí),由于包辛格效應(yīng),當(dāng)拉伸加工硬化使材料的拉伸屈服強(qiáng)度提高時(shí),相應(yīng)的壓縮屈服強(qiáng)度會(huì)降低,即拉伸加工硬化程度越高,壓縮屈服強(qiáng)度降低越多。由于壓縮屈服強(qiáng)度降低,在交變應(yīng)力作用下初始?jí)嚎s殘余應(yīng)力就有逐次降低的傾向。殘余應(yīng)力峰值的下降,改變了內(nèi)應(yīng)力場(chǎng),構(gòu)件內(nèi)部應(yīng)力降低并重新分布,在較低的應(yīng)力水平上得到了平衡,從而使殘余應(yīng)力分布均勻[9-10]。

外加應(yīng)力下位錯(cuò)不斷發(fā)生塞積和移動(dòng),一方面使應(yīng)力集中得以釋放,殘余應(yīng)力得以調(diào)整;另一方面使位錯(cuò)移動(dòng)所受阻力增大,最后與外加應(yīng)力和應(yīng)力集中處的殘余應(yīng)力疊加相平衡,此時(shí)晶粒內(nèi)組織變化停止,結(jié)構(gòu)穩(wěn)定。在循環(huán)交變應(yīng)力的作用下,位錯(cuò)克服點(diǎn)陣阻力、摩擦阻力和界面阻力而運(yùn)動(dòng),并產(chǎn)生滑移使晶體發(fā)生微觀塑性變形,初期位錯(cuò)密度變化明顯,隨后位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)阻力加大,內(nèi)耗(振動(dòng)阻尼)減少,并使金屬晶體的抗變形能力增強(qiáng)[11-13]。

. 結(jié)果分析

7075鋁合金殘余應(yīng)力的松弛效果主要與以下因素有關(guān)。

首先是加載應(yīng)力的大小和狀態(tài)。當(dāng)加載應(yīng)力較小時(shí),并不能改變殘余應(yīng)力狀態(tài),這對(duì)淬火態(tài)結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力與噴砂表面殘余應(yīng)力試樣同樣適用;當(dāng)加載應(yīng)力增大但復(fù)合應(yīng)力仍低于材料屈服強(qiáng)度時(shí),經(jīng)過(guò)一定的加載周期,由于包辛格效應(yīng)殘余應(yīng)力有所降低;加載應(yīng)力繼續(xù)增大,當(dāng)復(fù)合應(yīng)力接近或超過(guò)材料屈服強(qiáng)度時(shí),殘余應(yīng)力完全釋放并出現(xiàn)反向拉伸應(yīng)力狀態(tài),此時(shí)材料已發(fā)生塑性變形。不論是對(duì)于淬火結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力還是噴砂表面殘余應(yīng)力,由于包辛格效應(yīng),交變循環(huán)拉壓載荷開(kāi)始屈服時(shí)的應(yīng)力較低,引入更多的局部微觀塑性變形,比單純的循環(huán)拉伸載荷能更容易引起殘余應(yīng)力松弛。

其次是殘余應(yīng)力的初始分布狀態(tài)與大小。通過(guò)實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn),淬火態(tài)試樣殘余應(yīng)力貫穿整個(gè)試樣厚度且應(yīng)力梯度較平緩,大小均勻穩(wěn)定。實(shí)驗(yàn)中當(dāng)復(fù)合應(yīng)力接近材料屈服強(qiáng)度時(shí),殘余應(yīng)力才有所下降,但應(yīng)力下降只有15%左右。而表面噴砂試樣的殘余應(yīng)力只分布在材料表面,類似于整個(gè)面的應(yīng)力集中現(xiàn)象,容易消減。通過(guò)電解拋光的方法,對(duì)噴砂處理的鋁合金板試樣表面進(jìn)行不同深度的表面殘余應(yīng)力測(cè)量,修正值如圖8所示。表面噴砂試樣的殘余應(yīng)力存在于表面以下約300μm范圍內(nèi),殘余應(yīng)力變化梯度較大,可認(rèn)為是表層應(yīng)力集中,在較低的應(yīng)力狀態(tài)下即可發(fā)生松弛。

圖6 表面噴砂處理的7075鋁合金板殘余應(yīng)力分布Fig.6 Residual stress distribution of shot-peened 7075 aluminum alloy

最后是材料本身的性質(zhì)。冷作硬化工藝對(duì)材料屈服強(qiáng)度有顯著影響[14],一般表面經(jīng)冷作處理產(chǎn)生的屈服強(qiáng)度在表面最高而隨深度逐漸減小,因此,表面處理后的構(gòu)件內(nèi)部存在局部屈服強(qiáng)度梯度。加工過(guò)程中材料表面已經(jīng)承受復(fù)雜的應(yīng)變歷程,表面應(yīng)力狀態(tài)為雙軸壓縮,可能表現(xiàn)為屈服面狀態(tài)[15],從而造成表面微觀屈服強(qiáng)度低于整體材料的屈服極限,這就解釋了表面噴砂試樣在復(fù)合應(yīng)力低于材料宏觀屈服強(qiáng)度時(shí),殘余應(yīng)力也有大幅下降甚至應(yīng)力反向的現(xiàn)象。

結(jié) 論

(1)復(fù)合應(yīng)力低于材料屈服強(qiáng)度一半時(shí),殘余應(yīng)力幾乎不發(fā)生松弛;復(fù)合應(yīng)力接近或稍大于屈服強(qiáng)度時(shí),殘余應(yīng)力與載荷周期呈有規(guī)律的指數(shù)線性下降關(guān)系;復(fù)合應(yīng)力超過(guò)材料屈服強(qiáng)度時(shí),殘余應(yīng)力迅速下降甚至有可能出現(xiàn)反向應(yīng)力狀態(tài)。

(2)殘余應(yīng)力的松弛很大程度上受到原始應(yīng)力水平與分布的限制,即初始?xì)堄鄳?yīng)力的大小與分布狀態(tài)嚴(yán)重影響到機(jī)械載荷作用下的應(yīng)力釋放效果。

(3)包辛格效應(yīng)下,交變循環(huán)拉壓載荷比單向循環(huán)拉伸載荷能引入更多的局部微觀塑性變形,因此也能更有效地釋放殘余應(yīng)力。且殘余應(yīng)力松弛過(guò)程中,軋向應(yīng)力和橫向應(yīng)力相互關(guān)聯(lián)且同時(shí)變化,二者變化規(guī)律類似。

(4)表面冷作硬化引起材料局部屈服強(qiáng)度梯度,造成表面微觀屈服強(qiáng)度低于整體材料的屈服極限,殘余應(yīng)力更容易松弛。

(5)對(duì)于7075鋁合金板淬火結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力,機(jī)械載荷對(duì)殘余應(yīng)力的均化作用較強(qiáng);而對(duì)于噴砂件,表面冷作硬化引起材料局部屈服強(qiáng)度梯度,造成表面微觀屈服強(qiáng)度低于整體材料的屈服極限,殘余應(yīng)力更容易發(fā)生松弛并趨于均勻化。

[1]Smith D J,Farrahi G H,Zhu W X,et al.Experimental Measurement and Finite Element Simulation of the Interaction between Residual Stresses and Mechanical Loading[J].International Journal of Fatigue,2001,23:293-302.

[2]Wang Yanan(王亞男),Chen Shujiang(陳樹(shù)江),Dong Xichun(董希淳).Dislocation Theory and Its Applications(位錯(cuò)理論及其應(yīng)用)[M].Beijing:China NationalMetallurgy Industry Press,2007.

[3]Rao D,Wang D,Chen L,et al.The Effectiveness Evaluation of 314L Stainless Steel Vibratory Stress Relief by Dynamic Stress[J].International Journal of Fatigue,2007,29:192-196.

[4]ZhuangW Z,Halford G R.Investigation of Residual Stress Relaxation under Cyclic Load[J].International Journal of Fatigue,2001,23:S31-S37.

[5]Zhu Wei(朱 偉),Pen Dashu(彭大暑),Zhang Hui(張輝),et al.7075鋁合金厚板淬火殘余應(yīng)力消除工藝的研究[J].Alum inum Fabrication(鋁加工),2002(2):25-28.

[6]Shinde Sachin R,Hoeppner David W.Fretting Fatigue Behavior in 7075-T6 Aluminum Alloy[J].W ear,2006,261:426-434.

[7]Benedetti M,Fontanari V,Scardi P,et al.Reverse Bending Fatigue of Shot Peened 7075-T651 Aluminum Alloy:The Role of Residual Stress Relaxation[J].International Journal of Fatigue,2009,31:1 125-1 236.

[8]Wu Yunxin(吳運(yùn)新),Liao Kai(廖 凱).鋁合金厚板拉伸過(guò)程橫向殘余應(yīng)力消減分析[J].Journal ofMaterials Engineering(材料工程),2008(10):45-48.

[9]PrimeMB,HillMR.Residual Stress,Stress Relief,and Inhomogeneity in Aluminum Plate[J].Scripta Materialia,2002,46(1):77-82.

[10]Kocks U F.Laws for Work-Hardening and Low-Temperature Creep[J].Journal of Engineering Materials and Technology,1976,98:76-85.

[11]Yang Junbao(楊君寶).基于位錯(cuò)理論的振動(dòng)消應(yīng)力的機(jī)理研究[J].Mechanical Research&Application(機(jī)械研究與應(yīng)用),2007,20(2):62-64.

[12]Chen Sencan(陳森燦),et al.Metal Plastic Processing Principle(金屬塑性加工原理)[M].Beijing:Tsinghua University Press,1991.

[13]Kodama S.The Behavior of Residual Stress during Fatigue Stress Cycle[C]//In:Proceedings of the International Conference on Mechanical Behavior of Metals II.Kyoto:Society of Material Science,1972,2:111-118.

[14]Science and Technology Committee of Aeronautical Ministry(航空工業(yè)部科學(xué)技術(shù)委員會(huì)編).Strain-Fatigue Analysis Manuals(應(yīng)變疲勞分析手冊(cè))[M].Beijing:Science Press,1987.

[15]Wang Hongwei(王宏偉),Ma Jinsheng(馬晉生),Nan Junma(南俊馬),et al.表面微觀屈服強(qiáng)度與疲勞極限的關(guān)系[J].Acta Metallurgica Sinica(金屬學(xué)報(bào)),1991,27(5):A365-A369.

Experimental Study of Residual Stress Relaxation of 7075 Aluminum Alloy under Cyclic Loading

HU Yonghui,WU Yunxin,GUO Junkang

(College of Mechanical and Electrical Engineering,Central South University,Changsha 410083,China)

Residual stresses of 7075 aluminum alloy were introduced by quenching and shot peening strengthening processes in order to clarify the residual stress relaxation mechanism and laws.And differences of residual stress relaxations under different strengthening technologies were discussed.The results show that state and magnitude of the applied stress,initial distribution of the residual stress and cold working have great influences on stress relaxation.Structural residual stress introduced by quenching relaxes a little under cyclic loading while the stress induced by shot peening relaxes a lot on the same cyclic stress scale.

7075 aluminum alloy;residual stress;stress relaxation;quenching;shot peening

TG115.5;TG146

A

1674-3962(2010)06-0050-05

2010-04-07

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展規(guī)劃項(xiàng)目973項(xiàng)目(2005CB623708)

胡永會(huì),男,1985年生,在讀碩士