董文正，張存園，林啟權(quán)，王志剛

?

鋁合金實心凸起結(jié)構(gòu)板鍛造成形工藝

董文正1, 2, 3，張存園1，林啟權(quán)1，王志剛3

(1. 湘潭大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，湘潭 411105；2. 華中科技大學(xué) 材料成形與模具技術(shù)國家重點實驗室，武漢 430074；3. 日本岐阜大學(xué) 機(jī)械系統(tǒng)工學(xué)科，岐阜 501-1193)

以鋁合金筒形件底部實心凸起成形為例，提出采用拉深?鐓擠板鍛造工藝成形中心實心凸起結(jié)構(gòu)，結(jié)合有限元模擬技術(shù)及工藝實驗方法，比較傳統(tǒng)反擠壓工藝與板鍛造工藝成形實心凸起結(jié)構(gòu)的異同。結(jié)果表明：當(dāng)成形同一凸起高度時，板鍛造成形載荷比反擠壓成形載荷減小一倍左右。板鍛造成形過程中，底部分流面位置先內(nèi)移后趨于穩(wěn)定；而在反擠壓成形過程中，底部分流面位置先趨于穩(wěn)定后外移。凸模與板料上表面的單面潤滑可有效防止底部縮孔缺陷。

鋁合金板材；實心凸起；板鍛造；分流面；縮孔機(jī)制

凸起結(jié)構(gòu)(Boss structure)，根據(jù)美國金屬手冊定義，即鍛件表面上相對較短、通常為圓柱形的突起或突出部分[1]。作為一種局部功能結(jié)構(gòu)，凸起扮演著裝配定位、固定、鉚接、加強(qiáng)結(jié)構(gòu)等角色，在現(xiàn)代汽車、電子電器等輕量化產(chǎn)品生產(chǎn)領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。金屬板材零件凸起結(jié)構(gòu)常常采用反擠壓成形工藝，但存在成形載荷大、工序多、縮孔缺陷等不足，不符合現(xiàn)代綠色、高效制造的發(fā)展要求。因此，開展金屬板材凸起成形新工藝及其變形機(jī)理研究，不僅豐富了現(xiàn)代精密塑性成形理論，而且對輕量化產(chǎn)品設(shè)計、降低制造成本與提高結(jié)構(gòu)件的整體綜合性能具有重要的現(xiàn)實意義。

板鍛造是以板料或其半成品毛坯在沖壓成形過程中，通過實施體積成形、控制局部金屬材料的非均勻流動，從而獲得非等厚、具有三維特征結(jié)構(gòu)的精密塑性成形工藝，也稱為流動控制成形、板料體積成形或沖鍛成形。目前，板鍛造技術(shù)在日本、德國等工業(yè)發(fā)達(dá)國家得到了大力推廣與支持，已開發(fā)了大量適合不同裝配產(chǎn)品需求的板鍛造成形零件[2?5]。MERKLEIN等[6]基于板鍛造成形技術(shù)，以厚度2 mm的DC40鋼為坯料，提出了圓筒齒輪板鍛造一體化成形方案，解決傳統(tǒng)機(jī)加工方法高成本、低效率的缺點。KO等[7]采用拉深、鐓擠板鍛造成形工藝成形帶兩個空心凸起的汽車車門鎖扣，大大簡化傳統(tǒng)成形工藝，并減小了零件的質(zhì)量。MORI等[8]在對汽車用激光拼焊板進(jìn)行方盒拉深時輔以局部增厚工序，顯著提高了激光拼焊板方盒拉深的成形極限。在國內(nèi)，王新云等[9?11]對溫板鍛成形、大厚差板材成形進(jìn)行了一系列研究，解決了傳統(tǒng)加工中空薄壁零件不能滿足使用要求和加工難度大等問題，對實際產(chǎn)品生產(chǎn)具有一定的指導(dǎo)作用。楊合等[12?13]對鈦合金板T形凸起成形過程進(jìn)行力學(xué)分析，探討了摩擦、凸起結(jié)構(gòu)、板料幾何尺寸對金屬塑性分流的影響，并對局部加載成形的微觀組織演化進(jìn)行了深入研究。張士宏等[14?15]對方盒形件底部帶凸柱零件的熱沖鍛成形研究時，將數(shù)值模擬與工藝試驗相結(jié)合，探討AZ31鎂合金熱鍛溫度對不同板厚成形性能的影響，查明缺陷產(chǎn)生的機(jī)理，并提出控制的方法。林啟權(quán)所在課題組[16?18]分別對厚板翻邊和薄板凸起的相關(guān)板鍛復(fù)合成形工藝進(jìn)行了一系列研究，并開發(fā)圓筒形齒輪制坯工藝。薛克敏等[19?20]采用沖鍛復(fù)合成形技術(shù)對帶輪輪毅錐度凸臺沖鍛增厚和雙向厚差小圓角帶輪成形工藝進(jìn)行優(yōu)化，有效避免金屬流動成形過程中存在的失穩(wěn)折疊和斷裂等缺陷，顯著降低加工載荷。

以往研究表明，板鍛造技術(shù)與某些傳統(tǒng)的加工方法相比具有生產(chǎn)效率高、生產(chǎn)成本低等優(yōu)點，具有廣闊的應(yīng)用前景與實踐價值。本文作者基于板鍛造成形技術(shù)，針對底部帶有實心凸起結(jié)構(gòu)的鋁合金筒形零件，采用拉深?墩擠板鍛造成形工藝成形底部中心實心凸起結(jié)構(gòu)，如圖1所示，并結(jié)合有限元數(shù)值模擬及工藝試驗，揭示凸起板鍛造成形過程中的變形機(jī)理，探明凸起底部縮孔形成機(jī)制。

圖1 實心凸起板鍛造成形原理示意圖

1 實心凸起成形過程的有限元解析

由于實心凸起結(jié)構(gòu)零件變形具有軸對稱性，采用DEFORM-2D數(shù)值模擬軟件，以提高模擬計算效率和精度。分別建立了兩種成形工藝的有限元模型：圖2(a)為傳統(tǒng)反擠壓模型，圖2(b)為拉深?鐓擠板鍛造模型。整個有限元模型中除板料為塑性體外，其他均設(shè)為剛性體，壓邊圈和凹模與板料之間的摩擦系數(shù)設(shè)為0.05，凸模和背壓塊與板料之間的摩擦系數(shù)設(shè)為0.1，加工速度均為1 mm/s。板料為A1050?O鋁合金，其本構(gòu)方程=168(+0.02)0.12。兩種方式的成形模具結(jié)構(gòu)尺寸相同，其模具和坯料的相關(guān)參數(shù)如表1所列。

圖2 反擠壓和拉深?鐓擠工藝有限元模型

2 模擬結(jié)果分析與討論

2.1 加工載荷的比較

板鍛造成形背壓塊加載6.4，壓邊力0.12，對實心凸起結(jié)構(gòu)的成形過程進(jìn)行模擬，將兩種工藝的成形載荷和凸起高度進(jìn)行對比，如圖3所示。隨著底部厚度的減薄，板鍛造成形工藝的凸模載荷緩慢增加至稍高于背壓力(拉深力的作用)，并在其附近波動，而反擠壓成形工藝的載荷急劇增加。板鍛造成形過程中，靠近中心位置材料受壓應(yīng)力作用，靠近凸模圓角位置的底部板料受徑向拉深應(yīng)力作用，有利于金屬的流動，而反擠壓成形過程底部板料受壓應(yīng)力作用，徑向受擠壓應(yīng)力較大，阻礙金屬的流動，當(dāng)成形3.4 mm的凸起高度時，反擠壓所需載荷是板鍛造成形的2倍左右。反擠壓成形凸起高度的增加速度隨底部厚度的減小而增大，板鍛造成形凸起高度與底部壁厚始終呈線性關(guān)系增加，后趨于穩(wěn)定。

為了方便比較，將同一摩擦因數(shù)條件下，兩種工藝成形十分接近的凸起高度視為相同高度。通過不同潤滑條件下板鍛造成形和反擠壓成形工藝的加工載荷對比，如圖4所示。在相同潤滑條件下成形同一凸起高度時，兩種工藝所需的成形載荷隨摩擦因數(shù)的減小而減小，且板鍛造工藝成形載荷減小的更快，摩擦因數(shù)越小，兩種成形載荷的比值越大。因此，在成形實心凸起結(jié)構(gòu)時，可采用板鍛造成形工藝，并通過潤滑條件的改善，從而更好的降低加工載荷。

表1 模具和坯料參數(shù)

圖3 兩種工藝加工凸起高度與載荷隨板料厚度的變化

圖4 凸起高度與加工載荷隨摩擦因數(shù)的變化(t0=1.5 mm，h≈3.4 mm)

在實心凸起板鍛造成形過程中，凸起底部板料的變形受到壓邊力和法蘭變形抗力的影響較大，因此，保持其他條件不變，只改變壓邊力的大小，模擬結(jié)果如圖5所示。隨壓邊力的增加，凸起高度和凸起底部減薄量增大，當(dāng)壓邊力大于12.2 kN后，凸模圓角底部發(fā)生斷裂，由此可知當(dāng)壓邊力增大10倍左右，凸起高度增加47%。

2.2 凸起成形過程分流面位置的分析

在實心凸起成形過程中，金屬的流動特征影響著材料的流動、模具的填充及缺陷的形成與控制。實際加工凸起過程很難捕捉金屬的塑性流動狀態(tài)，因此，采用成形數(shù)值模擬技術(shù)，可動態(tài)觀察金屬材料變形過程的塑性流動狀態(tài)。圖6所示為模擬板鍛造成形實心凸起結(jié)構(gòu)過程中，底部金屬瞬間的流動特征。模擬發(fā)現(xiàn)，實心凸起成形過程中離中心一定距離位置存在著塑性流動方向相反的分界面，即分流面，它將底部金屬分成沿半徑向內(nèi)和向外兩個塑性流動區(qū)域，金屬材料內(nèi)流填充而成形實心凸起，外流的金屬材料被分配到外部筒壁。

圖5 凸起高度與減薄量隨壓邊力的變化(t0=1.5 mm，μ=0.1)

在凸起成形的不同時刻，分別對反擠壓和板鍛造工藝的分流特征進(jìn)一步研究分析，如圖7所示。對于板鍛造成形而言，底部板料開始階段受較大的徑向拉應(yīng)力，有利于材料外流，當(dāng)拉深一定高度后受徑向拉應(yīng)力影響較小，分流面位置隨底部減薄量的增加，開始內(nèi)移，之后比較穩(wěn)定；對于反擠壓成形凸起，開始階段徑向為自由邊界，受徑向壓應(yīng)力的影響較??；隨著凹模圓角部位的填充，徑向壓應(yīng)力增加而阻礙金屬外流，因此，分流面位置隨底部減薄量的增加，開始比較穩(wěn)定，之后逐漸外移。在實心凸起成形初始階段，板鍛造成形的分流半徑大于反擠壓的；凸起形成后期，板鍛造成形的分流半徑小于反擠壓的。

圖6 數(shù)值模擬底部材料的分流面特征

圖7 分流半徑隨底部減薄量的關(guān)系(t0=1.5 mm, μ=0.1)

2.3 板鍛造成形實心凸起底部縮孔形成過程及控制

如果模具結(jié)構(gòu)尺寸、毛坯尺寸以及工藝參數(shù)不合理，在板鍛造成形實心凸起結(jié)構(gòu)過程中，極易在實心凸起底部出現(xiàn)縮孔，如圖8所示。本文作者采用易出現(xiàn)縮孔的薄板(0=1.2 mm)，進(jìn)一步對實心凸起成形過程進(jìn)行模擬，對縮孔形貌變化情況進(jìn)行實時跟蹤觀察。

圖8 板鍛造成形中縮孔缺陷示意圖

凸模與板料之間的摩擦因數(shù)分別設(shè)為0、0.03、0.05、0.08、0.1，背壓塊與板料之間的摩擦因數(shù)設(shè)為0.2，其他接觸摩擦因數(shù)均為0.05。模擬結(jié)果如圖9所示，縮孔深度隨底部厚度的減薄開始增加，之后減小，最后增加，當(dāng)凸模與板料之間的摩擦因數(shù)為0、0.03、0.05時，縮孔深度出現(xiàn)3個演化階段，分別為一次縮孔階段、縮孔消失階段和二次縮孔階段，并隨摩擦因數(shù)的減小，縮孔消失階段所對應(yīng)的底部減薄量越大；當(dāng)摩擦因數(shù)為0.08、0.1時，縮孔形成后一直存在，深度先增加，后減小，最后一直增加，減小的極小值隨摩擦因數(shù)增加而增大，即縮孔越難消除。為了便于對縮孔變化規(guī)律的后續(xù)研究，定義一次縮孔消失時的板厚為最大板厚max，二次縮孔出現(xiàn)時的板厚為極限板厚min。因此，在板料成形實心凸起時，盡可能的改善凸模與板料之間潤滑條件，從而抑制縮孔的形成，若要獲得高質(zhì)量的制件，設(shè)計制件的底部厚度盡量在最大板厚和極限板厚之間。

當(dāng)?shù)撞亢穸葹?.8 mm時，分別對幾種摩擦條件下離凸起底部中心同一高度的等效應(yīng)變速率進(jìn)行測量，其結(jié)果如圖10所示。在凸起成形過程中，凸起部位的材料流動速率沿半徑方向逐漸減小，即材料越靠近中心流動填充的速度越快，經(jīng)過一定應(yīng)變(材料的填充體積)的積累后，如果沒有足夠內(nèi)流的材料及時補(bǔ)充時，就形成如圖8所示的錐形縮孔。

對板料兩側(cè)采用不同的潤滑條件，凸模一側(cè)的摩擦因數(shù)為0.03，背壓塊一側(cè)的為0.2，以不同厚度坯料來成形相同結(jié)構(gòu)的實心凸起。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，當(dāng)板厚0≥1.6 mm時，成形實心凸起底部未出現(xiàn)縮孔；而是當(dāng)?shù)撞繙p薄到一定厚度時，在凸模底部圓角處出現(xiàn)斷裂。凸模底部圓角處斷裂與二次縮孔出現(xiàn)時的凸起底部厚度一樣，都是成形無缺陷實心凸起所對應(yīng)的極限厚度min。為了形象表達(dá)成形實心凸起的缺陷與板厚之間的關(guān)系，建立板鍛造成形實心凸起失效機(jī)制圖，即表述原始板厚0、最大板厚max和極限板厚min之間的關(guān)系及失效和安全區(qū)域，如圖11所示。原始板厚、最大板厚和極限板厚曲線將圖11右下方分成3個區(qū)域，最大板厚和極限板厚曲線之間為無缺陷的安全區(qū)域，其余為失效區(qū)域；在失效區(qū)域內(nèi)，極限板厚曲線以下，板厚0≥1.6 mm為斷裂缺陷區(qū)域，0＜1.6 mm為二次縮孔缺陷區(qū)域。對于成形特定結(jié)構(gòu)的實心凸起時，原始板厚越小，剛度越小，凸起底部越容易屈曲失穩(wěn)出現(xiàn)縮孔；而原始板厚越大，法蘭處的變形抗力越大，凸模圓角底部板料受拉應(yīng)力增大易出現(xiàn)斷裂。因此，隨著原始板厚的增加，極限板厚先減小后增大，在0=1.5 mm附近最小，一次縮孔所對應(yīng)的變形厚度逐漸減小。通過失效機(jī)制圖的建立，對板材上凸起結(jié)構(gòu)的設(shè)計，加工原始板厚的選擇具有一定的參考價值。

圖10 凸起截面速度場的分布

圖11 實心凸起成形失效機(jī)制圖

3 實心凸起成形實驗驗證

為了對上述模擬結(jié)果進(jìn)行驗證，自行設(shè)計板鍛造成形模具和反擠壓模具，在KTP?100伺服壓力機(jī)上進(jìn)行實心凸起成形實驗。毛坯材料為A1050-O鋁合金板材，潤滑劑為P460+PTFE5%。

實驗后，采用Origin分別對兩種工藝不同的載荷及其所對應(yīng)的凸起高度進(jìn)行處理后，獲得同一凸起高度的載荷大小，最后得到反擠壓成形載荷與板鍛造成形載荷比值的變化規(guī)律，如圖12所示。由試驗載荷比值曲線可知，相同凸起高度，板鍛造成形載荷是反擠壓成形的一半左右，與圖3模擬所得的結(jié)果相一致。

對板料兩面與凸模、背壓塊之間采用兩種潤滑方式：一種是板料兩面潤滑，另一種是凸模與板料上表面單面潤滑。凸起成形實驗后，將工件割開與模擬結(jié)果對比如圖13所示。采取兩面都潤滑則出現(xiàn)縮孔如圖13(a)，實驗的縮孔與模擬的縮孔幾何尺寸相差較大，實驗的縮孔錐度較大，而模擬的縮孔錐度較小，但是縮孔形成的規(guī)律是一致的。只對凸模一側(cè)潤滑則無縮孔出現(xiàn)，與模擬結(jié)果一致如圖13(b)。由此表明，通過改善凸模與板料之間的潤滑條件可以有效防止縮孔缺陷的形成。

圖12 成形載荷比值隨凸起高度的關(guān)系

圖13 實驗與模擬結(jié)果對比

4 結(jié)論

1) 板鍛造成形凸起高度隨底部厚度的變化呈線性增加，當(dāng)成形相同實心凸起高度時，板鍛造成形載荷比反擠壓成形載荷減小一倍左右。

2) 板鍛造成形過程中分流面位置隨底部板厚的減薄先內(nèi)移后趨于穩(wěn)定，而反擠壓成形則是先趨于穩(wěn)定后外移。

3) 凸模與板料間的潤滑條件對縮孔影響較大，采用板料上表面與凸模單面潤滑，可以有效防止縮孔缺陷的產(chǎn)生。

[1] SEMIATIN S L. ASM Handbook (Vol.14)[M]. 9th Edition. New York: John Wiley, 1993.

[2] NAKANO T. Compound technology of sheet metal forming and cold forming[J]. Journal of the Japan Society for Technology of Plasticity, 2001, 42(5):22?26. (In Japanese)

[3] IMURA T. Forming examples of FCF method and points of utilization[J]. Press Working, 2008, 46(1): 28?33. (In Japanese)

[4] MORI K, NAKANO T. State-of-the-art of plate forging in Japan[J]. Production Engineering, 2016, 10(1): 81?91.

[5] MERKLEIN M, ALLWOOD J M, BEHRENS B A, BROSIUS A, HAGENAH H, KUZMAN K, MORI K, TEKKAYA A E, WECKENMANN A. Bulk forming of sheet metal[J]. CIRP Annals-Manufacturing Technology, 2012, 61(2): 725?745.

[6] MERKLEIN M, KOCH J, SCHNEIDER T. Fundamental investigations on the material flow at combined sheet and bulk metal forming processes[J]. CIRP Annals-Manufacturing Technology, 2011, 60(1): 283?286.

[7] KO D C, CHOI H S, JANG W S, KIM B M. Progressive process design of door lock striker with double bosses by the wall-thickening process[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2013, 66(5/8): 1191?1199.

[8] MORI K, ABE Y, OSAKADA K, HIRAMATSU S. Plate forging of tailored blanks having local thickening for deep drawing of square cups[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2011, 211(10): 1569?1574.

[9] 王新云, 夏巨諶, 陳志明, 胡國安.板沖鍛成形新工藝及其在轎車飛輪盤加工中的應(yīng)用[J]. 塑性工程學(xué)報, 2008, 15(4): 180?184. WANG Xin-yun, XIA Ju-chen, CHEN Zhi-ming, HU Guo-an. Application of a new sheet stamping-forging hybrid technology in the forming of flying wheel panel of car[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2008, 15(4): 180?184.

[10] LUO J C, WANG X Y, GUO M L, XIA J C. Precision research in sheet metal flanging and upset extruding[J]. Materials Research Innovations, 2011, 15(1): 439?442.

[11] WANG X Y, GUO M L, LUO J C, OUYANG K,XIA J C. Stamping-forging hybrid forming of double layer cup with different wall thicknesses[J]. Materials Research Innovations, 2011, 15(1): 435?438.

[12] ZHANG D W, YANG H. Analytical and numerical analyses of local loading forming process of T-shape component by using coulomb, shear and hybrid friction models[J]. Tribology International, 2015, 92: 259?271.

[13] ZHANG Da-wei，YANG He. Development of transition condition for region with variable-thickness in isothermal local loading process[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2014, 24(4): 1101?1108.

[14] ZHANG S H, CHENG S U N, WANG Z T. Finite element simulation on press forging of magnesium alloy AZ31 sheets[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2008, 18(S1): s269?s272.

[15] 張士宏, 周麗新, 王忠堂. 板材零件局部體積成形技術(shù)研 究[J]. 塑性工程學(xué)報, 2008, 15(2): 31?36. ZHANG Shi-hong, ZHOU Li-xin, WANG Zhong-tang. Research on local bulk forming of sheet metal parts[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2008, 15(2): 31?36.

[16] LIN Q Q, DONG W Z, WANG Z G. A new hole-flanging method for thick plate by upsetting process[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2014, 24(7): 2387?2392.

[17] DONG W Z, LIN Q Q, LI Y T. Analytical and FEM investigations on boss forming process by compression-drawing method[J]. Procedia Engineering, 2014, 81: 383?388.

[18] 林啟權(quán), 袁中林, 王振球. 厚板局部鐓粗圓孔翻邊的數(shù)值模擬[J]. 熱加工工藝，2011, 40(3): 82?84. LIN Qi-quan, YUAN Zhong-lin, WANG Zhen-qiu. Numerical simulation on upsetting-burring process for thick sheet[J]. Hot Working Technology, 2011, 40(3): 82?84.

[19] 王伶俐, 瞿 方, 薛克敏. 帶輪輪轂錐度凸臺沖鍛增厚工藝及影響因素研究[J]. 鍛壓技術(shù), 2014, 39(5): 40?45. WANG Ling-li, QU Fang, XUE Ke-min. Research on stamping-forging hybrid forming process and influence factors for thickening tapered boss of hub of pulley[J]. Forging & Stamping Technology, 2014, 39(5): 40?45.

[20] 姚彭彭, 楊善文, 張建新, 朱建偉, 李 萍, 薛克敏. 雙向厚差小圓角帶輪沖鍛成形工藝[J]. 塑性工程學(xué)報, 2015, 22(1): 1?5. TAO Peng-peng, YANG Shan-wen, ZHANG Jian-xin, ZHU Jian-wei, LI Ping, XUE Ke-min. Stamping-forging hybrid forming of pulley parts with small fillet and thickness difference in two directions[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2015, 22(1): 1?5.

(編輯 李艷紅)

Solid boss forming process of plate forging aluminium alloy

DONGWen-zheng1, 2, 3, ZHANGCun-yuan1, LINQi-quan1, WANGZhi-gang3

(1. School of Mechanical Engineering, Xiangtan University, Xiangtan 411105, China; 2. State Key Laboratory of Materials Processing and Die and Mould Technology, Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China; 3. Department of Mechanical and Systems Engineering, Gifu University, Gifu501-1193, Japan)

A new solid boss plate forging process named compression-drawing method was proposed to form the aluminum alloy sheet. The finite element method with DEFORM-2D and experiments were used to investigate the solid boss forming process. As a result, the forming load of back-extrusion is about two times higher than that of plate forging when the same height boss is acquired. During the solid boss forming, the location of separation flow surface first moves inner side and then remains stable as for plate forging, while it first remains stable and then moves outer side as for back extrusion. Besides, single lubrication between punch and upper side of workpiece can prevent the dimple defect.

aluminum alloy sheet; solid boss; plate forging; separation flow surface; dimple defect mechanism

Projects(51575467, 51605408) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(P2018-010) supported by State Key Laboratory of Materials Processing and Die & Mould Technology, Huazhong University of Science and Technology, China

2016-09-02;

2017-06-09

LIN Qi-quan; Tel: +86-731-58292454; E-mail: xtulqq@163.com

10.19476/j.ysxb.1004.0609.2017.11.05

1004-0609(2017)-11-2221-07

TG386.3

A

國家自然科學(xué)基金資助項目(51575467，51605408)；華中科技大學(xué)材料成形與模具技術(shù)國家重點實驗室開放課題研究基金資助項目(P2018-010)

2016-09-02；

2017-06-09

林啟權(quán)，教授，博士；電話：0731-58292454；E-mail：xtulqq@163.com