陳江波，曾凱，邢保英，張洪申，丁燕芳，何曉聰

昆明理工大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，昆明 650500

在航空、航天、船舶、車輛等工業(yè)領(lǐng)域，為減輕結(jié)構(gòu)重量和延長(zhǎng)使用壽命越來越多地采用輕量化技術(shù)，輕量化可使運(yùn)輸過程變得高效而經(jīng)濟(jì)，因此受到現(xiàn)代工業(yè)的高度重視［1-3］。機(jī)身結(jié)構(gòu)輕量化設(shè)計(jì)制造理念的提出，促使薄板材料連接技術(shù)不斷推陳出新。壓印連接是一種傳統(tǒng)的機(jī)械變形連接技術(shù)［4］，成型過程通過沖頭沖壓使板材局部發(fā)生塑性大變形，形成具有一定強(qiáng)度的機(jī)械內(nèi)鎖節(jié)點(diǎn)，實(shí)現(xiàn)了輕質(zhì)合金材料高效、可靠的連接［5］。為了提升連接節(jié)點(diǎn)的密封性，降低壓印節(jié)點(diǎn)應(yīng)力集中，延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)的疲勞壽命，將粘接與壓印技術(shù)相結(jié)合，形成了壓印/粘接復(fù)合連接技術(shù)［6-8］。

針對(duì)壓印/粘接復(fù)合連接技術(shù)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開展了大量的研究工作。Moroni 等［9］嘗試將粘接與壓印進(jìn)行結(jié)合，結(jié)果表明能量吸收值和接頭剛度都有較大的提升。Balawender 等［10］研究了在粘接劑固化之前和固化之后進(jìn)行沖壓形成的兩種接頭的力學(xué)性能差異，發(fā)現(xiàn)在粘接劑固化之前進(jìn)行沖壓再固化可以得到力學(xué)性能更優(yōu)的壓印/粘接接頭。Gerstmann 和Awiszus［11］通過數(shù)值模擬的方法，對(duì)比了壓/粘復(fù)合連接與粘接連接的力學(xué)性能。Zhuang 等［12］針對(duì)粘接劑的5 種不同固化程度，研究其對(duì)成型過程和力學(xué)性能的影響，固化度為0.57 時(shí)，發(fā)生頸部斷裂，力學(xué)性能最差。邢保英等［13］采用數(shù)理統(tǒng)計(jì)的方法對(duì)比分析了加入粘接劑前后壓印接頭力學(xué)性能的變化，結(jié)果表明加入粘接劑后接頭的力學(xué)性能得到了較大提升。初明明等［14］將泡沫鎳夾層置于壓印/粘接復(fù)合連接中，探究其可行性，采用的膠為液體結(jié)構(gòu)膠。雷蕾等［15］制備了壓/粘復(fù)合接頭和粘接接頭，通過拉剪試驗(yàn)對(duì)比兩種接頭的靜力學(xué)強(qiáng)度及承載能力。

然而，在以上壓印/粘接復(fù)合連接研究和實(shí)際應(yīng)用中，通常采用的是液體結(jié)構(gòu)膠，材料連接過程中容易出現(xiàn)膠體外溢、膠層氣泡等缺陷，進(jìn)而給結(jié)構(gòu)件的清理以及連接質(zhì)量穩(wěn)定性帶來不利影響［16-19］。相較于液體膠，熱熔膠膜常溫下呈固態(tài)。在一定的溫度、壓力下，熱熔膠可以快速實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)材料的粘接，加工和使用過程也不會(huì)產(chǎn)生任何對(duì)人體有害的物質(zhì)，不會(huì)帶來環(huán)境污染［20］。因此，熱熔膠膜有逐漸替代傳統(tǒng)液體膠的趨勢(shì)，在對(duì)綠色安全性要求較高的汽車、家電等領(lǐng)域中有著廣闊的應(yīng)用前景。

以熱熔膠膜作為粘接劑，主要開展壓印/粘接復(fù)合連接工藝的試驗(yàn)研究，結(jié)合有限元建模分析，辨析工藝參數(shù)對(duì)接頭力學(xué)性能的影響規(guī)律及其斷裂失效特征。

1 試驗(yàn)方法

1.1 試件制備

為了建立多元非線性回歸模型，試驗(yàn)用材料分別為5182、5052 和6061 3 種鋁合金薄板，硬度分別為18 HRB、32 HRB、56 HRB。板材規(guī)格為110 mm×20 mm×2 mm，采用單搭接頭，搭接區(qū)長(zhǎng)度為20 mm，為減少因附加扭矩產(chǎn)生的試驗(yàn)誤差，在接頭兩端夾頭夾持部位裝夾規(guī)格為20 mm×20 mm×2 mm 的墊片，如圖1 所示。試驗(yàn)采用氣液增力缸式?jīng)_壓設(shè)備進(jìn)行壓印連接，通過預(yù)試驗(yàn)，將上模具固定直徑為5.2 mm 的沖頭，下模具選用9012 整體式模具（下模腔內(nèi)徑為9 mm，模腔深度為1.2 mm）。試件制備流程為：先用砂紙對(duì)搭接區(qū)進(jìn)行打磨，隨后用無水乙醇對(duì)板材表面進(jìn)行脫脂處理，在空氣中干燥后將裁剪好的膠膜覆蓋在搭接區(qū)，上下板材定位，將定位好的試件進(jìn)行壓印連接（圖2），最后將連接好的試件放置于恒溫干燥箱：先由室溫（約20 ℃）升溫到200 ℃保溫3 h，使膠膜完全熔化，隨后將溫度降至100 ℃保溫1 h，使膠層凝固，最后降至25 ℃固化24 h 使膠層完全凝固。為了達(dá)到較好的粘接效果，在固化過程中僅使用相同型號(hào)的長(zhǎng)尾夾進(jìn)行機(jī)械夾緊。膠膜壓印/粘接復(fù)合連接所用膠膜為聚酯（Polyester， PES）熱熔膠膜，由于熱熔膠膜本身就具有確定的厚度，因此，在進(jìn)行試件制作時(shí)選擇不同厚度的膠膜覆蓋于搭接區(qū)。壓印/粘接接頭截面如圖3 所示。

圖1 試件的形狀及尺寸Fig.1 Shape and size of specimen

圖2 膠膜壓印/粘接復(fù)合連接工藝流程Fig.2 Clinch-bonded hybrid connection process with adhesive film

圖3 壓印/粘接接頭截面Fig.3 Clinch-bonded joints section

1.2 響應(yīng)面試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.2.1 試驗(yàn)方案

響應(yīng)面法（Response Surface Methodology，RSM）是一種以試驗(yàn)設(shè)計(jì)為基礎(chǔ)的研究方法，在多變量問題建模以及問題分析過程中使用的頻率較高。因此采用Box-Behnken 設(shè)計(jì)（Box-Behnken Design， BBD）方法，對(duì)壓印/粘接復(fù)合連接工藝進(jìn)行設(shè)計(jì)，以沖壓力、膠膜厚度、板材硬度以及各因素之間的交互作用為影響因素，在進(jìn)行復(fù)合連接工藝的預(yù)試驗(yàn)以后，確定如表1 所示的試驗(yàn)因素及水平。試驗(yàn)方案及結(jié)果如表2 所示。

表1 試驗(yàn)因素及水平設(shè)計(jì)Table 1 Design of test factors and levels

表2 壓印/粘接接頭試驗(yàn)方案及結(jié)果Table 2 Testing schemes and results of clinch-bonded joints

1.2.2 響應(yīng)面模型

基于RSM 法，以失效載荷、能量吸收值（即接頭載荷-位移曲線中載荷對(duì)位移的積分）為響應(yīng)值，沖壓力、膠膜厚度和板材硬度及各因素間交互作用為影響因素建立響應(yīng)面模型，采用最小二乘法進(jìn)行回歸方程的擬合，并通過方差分析表對(duì)模型的顯著性進(jìn)行檢驗(yàn)，根據(jù)顯著性判斷條件P＞F，設(shè)定顯著性水平為0.05，當(dāng)P＜0.05 時(shí)，認(rèn)為該指標(biāo)顯著，當(dāng)P＜0.01 時(shí)，即為高度顯著。對(duì)回歸方程進(jìn)行優(yōu)化，優(yōu)化后得到接頭的失效載荷和能量吸收值的回歸模型分別為

式（1）為失效載荷優(yōu)化模型，式（2）為能量吸收值優(yōu)化模型。表3 為所得模型方差分析，由表3可知，失效載荷與能量吸收值模型的P分別為0.002 8、0.005 5，遠(yuǎn)小于設(shè)定的顯著性水平，說明兩個(gè)模型高度顯著，回歸方程能夠很好地?cái)M合真實(shí)曲面。

表3 模型方差分析Table 3 Variance analysis of model

1.2.3 驗(yàn)證試驗(yàn)

為驗(yàn)證響應(yīng)面回歸模型的準(zhǔn)確度，隨機(jī)設(shè)計(jì)兩組試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，按試件工藝流程制作完成后進(jìn)行拉剪試驗(yàn)獲取載荷位移曲線，并計(jì)算能量吸值，同時(shí)借助回歸模型計(jì)算其預(yù)測(cè)值，結(jié)果如表4所示。失效載荷的預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值的最大誤差為11.42%，能量吸收值的最大誤差為7.9%，試驗(yàn)驗(yàn)證表明所得到回歸模型與實(shí)際值存在一定誤差，誤差在可接受范圍內(nèi)，具有較高的可靠度。

表4 驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果Table 4 Results of verification test

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 因素影響分析

圖4 為單因素及交互作用對(duì)失效載荷的影響。由圖4（a）可知，在設(shè)定的因素范圍內(nèi)，板材硬度和沖壓力與失效載荷均呈正相關(guān)性，失效載荷隨膠膜厚度增加呈先減后增的趨勢(shì)。隨著板材硬度的增加，接頭失效載荷逐漸上升，這是由于硬度的增加會(huì)使板材抵抗變形的能力變強(qiáng)，但板材硬度并不是越高越好，硬度越高所需要的沖壓力也就越大，接頭的成形也就越不容易，鑲嵌量也因此下降，進(jìn)一步導(dǎo)致接頭的拉剪載荷下降。沖壓力與失效載荷呈正線性關(guān)系，隨著沖壓力的增加，失效位移變大，失效載荷也在持續(xù)增加，沖壓力的增加會(huì)使得成形后的接頭搭接區(qū)兩板之間的間隙不斷減小，這為熔化后的膠膜與基板的粘接提供了良好條件。而膠膜厚度對(duì)失效載荷的影響微小，隨膠膜厚度增加失效載荷呈先減后增趨勢(shì)。理論上膠膜厚度對(duì)粘接強(qiáng)度應(yīng)是有較大影響的，因?yàn)樵谳d荷達(dá)到最大值即峰值載荷前，主要承載的是膠層，但此次試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)膠層厚度對(duì)接頭強(qiáng)度的影響卻是最小的，這主要是因?yàn)椴煌穸饶z膜的加入會(huì)使接頭產(chǎn)生與膠膜厚度相接近的間隙，間隙的大小也就決定了膠膜與板材之間的貼合程度，當(dāng)間隙比膠膜厚度小時(shí)二者貼合程度高，最終粘接效果也更好。但間隙的大小是隨著膠膜厚度的變化而變化的，因此，膠膜厚度增加也會(huì)使間隙增加，粘接效果也就不會(huì)出現(xiàn)顯著的提升，導(dǎo)致其對(duì)失效載荷的影響變?yōu)樽畹?。由圖4（b）、圖4（c）可以看出，沿45°角方向失效載荷由左下角的低點(diǎn)上升到右上角的高點(diǎn)，且等高線從左下角到右上角是逐漸變密的，這表明當(dāng)板材硬度及沖壓力處于低位值區(qū)間時(shí)提升二者數(shù)值并不能使接頭的失效載荷快速提升，當(dāng)二者都處于高位值區(qū)間時(shí)，板材硬度及沖壓力的小幅升高都會(huì)使接頭的失效載荷出現(xiàn)較大的提升。其原因主要是當(dāng)膠膜厚度一致時(shí)，同步提升板材硬度和沖壓力接頭，最終的成型效果是接近的，即頸部厚度和底切量差距不大（頸部厚度與底切量如圖3 所示）。但在拉伸過程中，板材硬度高的接頭剛度大，拉伸時(shí)抵抗變形的能力更強(qiáng)，拉伸時(shí)引入的剝離力（垂直于搭接區(qū)板面的力）更小，同時(shí)將壓印點(diǎn)處上板從下板中拉脫或?qū)㈩i部拉斷需要的力也由于板材硬度的提升而增加，多種因素疊加下呈現(xiàn)了圖4 中所示規(guī)律。

圖4 單因素及交互作用對(duì)失效載荷的影響Fig.4 Influence of single factor and interaction on failure load

能量吸收值是失效載荷和失效位移的綜合評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)，為拉剪過程中載荷對(duì)位移的積分，可以很好地反映接頭的緩沖吸震能力［21］。圖5 為單因素及交互作用對(duì)能量吸收值的影響規(guī)律，由圖5（a）可知，能量吸收值隨著板材硬度的增加呈先增后減的趨勢(shì)，試驗(yàn)中板材硬度的增加可以提高失效載荷數(shù)值，使抵抗變形的能力得到提升，進(jìn)一步促使接頭緩沖吸震的能力增強(qiáng)，但繼續(xù)增大到一定值時(shí)，雖然失效載荷很大，但由于接頭剛度較大，容易發(fā)生脆性斷裂，導(dǎo)致接頭緩沖吸震的能力增長(zhǎng)緩慢。沖壓力與能量吸收值呈正線性關(guān)系，沖壓力的增加對(duì)能量吸收值只有微小的提升，這是由于能量吸收值主要取決于材料本身的塑性。能量吸收值隨膠膜厚度增加呈先減后增的趨勢(shì)，由圖5（b）、圖5（c）可以看出，能量吸收值的低點(diǎn)位于板材硬度最高處，高點(diǎn)則存在于右側(cè)膠膜厚度最大處。因此，只有當(dāng)膠膜厚度較大時(shí)，等高線才逐漸稠密，在其他情況下是相對(duì)稀疏的，尤其是當(dāng)板材硬度低于46.5 HRB 且膠膜厚度低于0.12 mm 時(shí)等高線尤為稀疏，這說明當(dāng)膠膜厚度較高、板材硬度不過高時(shí)接頭的緩沖吸震能力較強(qiáng)。膠膜厚度高可以保證接頭具有相對(duì)較高的承載力，不至于快速失效，板材硬度不過高可以使整個(gè)接頭具有一定的延展性，不會(huì)使載荷全部直接作用于膠層，膠層就不會(huì)直接發(fā)生脆性斷裂，能量吸收值自然高。因此，接頭緩沖吸震的能力的提升要注意斷裂部位的承載能力和整體結(jié)構(gòu)剛度的變化。

圖5 單因素及交互作用對(duì)能量吸收值的影響Fig.5 Influence of single factor and interaction on energy absorption value

2.2 接頭斷裂失效分析

為了進(jìn)一步闡明接頭斷裂失效過程，采用仿真與試驗(yàn)相結(jié)合的方式［22］，借助ABAQUS 工具軟件模擬接頭受載過程機(jī)械內(nèi)鎖的形變過程，通過建立圖3 所示的壓印/粘接接頭有限元仿真模型，仿真模型中基板和膠層分別采用GTN（Gurson Tvergaard-Needleman）模型和內(nèi)聚力模型，膠層與板材采用TIE 綁定［23-25］。設(shè)置通用接觸模擬膠層失效后板材之間的接觸。采用COH3D8六面體單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格，堆疊方向?yàn)楹穸确较颍瑘D6為膠膜壓印/粘接接頭有限元模型截面對(duì)比。圖7為接頭機(jī)械內(nèi)鎖失效分析示意圖。

圖6 膠膜壓印/粘接接頭1/4 截面對(duì)比Fig.6 Comparison of quarter section for clinch-bonded joints with adhesive film

圖7 接頭機(jī)械內(nèi)鎖失效分析示意圖Fig.7 Failure analysis diagram of joint mechanical internal lock

圖8 為壓印/粘接接頭試驗(yàn)拉脫失效過程的采集圖像。定義接頭的失效分?jǐn)?shù)λ分析失效過程中接頭內(nèi)鎖區(qū)變化：

圖8 壓印/粘接接頭試驗(yàn)拉脫失效過程Fig.8 Pull-though failure process of clinched joints and clinch-bonded joints test

式中：St為接頭拉伸端的位移；Smax為接頭完全失效時(shí)的位移。

從圖8 來看，接頭受拉時(shí)，膠層會(huì)最先承載，由于膠層的剛度低，受載時(shí)會(huì)直接將力傳遞。所以載荷繼續(xù)施加以后區(qū)域3 和區(qū)域4（區(qū)域劃分參照?qǐng)D7）的頸部附近逐漸出現(xiàn)縫隙，即λ=0.103，0.213 時(shí)，此時(shí)內(nèi)鎖區(qū)各區(qū)域之間無相對(duì)運(yùn)動(dòng)，壓印點(diǎn)周圍搭接區(qū)的膠層并未發(fā)生失效。隨載荷的增加，搭接區(qū)的膠層和壓印點(diǎn)底部的膠層出現(xiàn)瞬間失效，區(qū)域3 和區(qū)域4 直接分離，即λ=0.487 時(shí)。隨后區(qū)域2 在載荷的作用下沿區(qū)域1 和2 的接觸曲面產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)。由于凸起部位的存在，兩區(qū)域滑動(dòng)過程中產(chǎn)生了不同程度的塑性變形，即λ=0.564，0.709 時(shí)。區(qū)域1 受壓產(chǎn)生了微小的變形，力則經(jīng)區(qū)域2 傳遞到整個(gè)上板壓印點(diǎn)區(qū)域，導(dǎo)致該區(qū)域整體向下偏移，區(qū)域2 頸部被拉伸但未斷裂，接頭完全失效，即λ=0.962時(shí)。

結(jié)合壓/粘接頭拉脫失效仿真過程（圖9）分析發(fā)現(xiàn)，在載荷剛施加（λ=0.095）時(shí)區(qū)域1 和2組成的內(nèi)鎖區(qū)部位的應(yīng)力明顯增大，且區(qū)域2 的頸部是應(yīng)力值最高的部位。隨著載荷的增加，λ=0.238，0.428，0.524 時(shí)，可以看到以區(qū)域2 頸部為起點(diǎn)，應(yīng)力最終擴(kuò)散到整個(gè)上板壓印點(diǎn)區(qū)域，應(yīng)力峰值區(qū)域則主要在頸部附近。當(dāng)λ=0.952 時(shí)，殘余應(yīng)力主要分布在上板壓印點(diǎn)區(qū)域和下板右側(cè)承載區(qū)域，這與試驗(yàn)所反映出的變化規(guī)律相符。

圖9 壓印/粘接接頭仿真拉脫失效過程Fig.9 Simulation of pull-though failure process of clinch-bonded hybrid joints

圖10 為壓印/粘接接頭試驗(yàn)混合失效過程的采集圖像。從圖像來看，載荷剛施加時(shí)，區(qū)域1 和2 之間開始出現(xiàn)縫隙并逐漸擴(kuò)大，即λ=0.163時(shí)。隨后膠層在載荷的作用下失效，主要承載點(diǎn)變?yōu)閰^(qū)域3 和4 組成的內(nèi)鎖區(qū)，即λ=0.345 時(shí)。在載荷的作用下，區(qū)域3 開始沿接觸面滑動(dòng)，但兩區(qū)域的凸起部位并未滑動(dòng)分離失效，而是形成二次互鎖，導(dǎo)致頸部受拉伸斷裂，即λ=0.624，0.801 時(shí)。之后載荷繼續(xù)增加，裂紋沿頸部擴(kuò)展。最終，以區(qū)域3 和4 接觸部位為支點(diǎn)，載荷通過少部分未斷裂頸部使已斷裂區(qū)域旋轉(zhuǎn)脫出，形成混合失效，即λ=0.922 時(shí)。

圖10 壓印/粘接接頭試驗(yàn)混合失效過程Fig.10 Mixed failure process of clinch-bonded joints in tests

結(jié)合壓印/粘接接頭試驗(yàn)混合失效仿真過程（圖11）分析發(fā)現(xiàn)，最初接頭作為一個(gè)整體承載，膠層附近的基板和壓印點(diǎn)內(nèi)部都有較高的應(yīng)力，即λ=0.130 時(shí)。在區(qū)域3 和4 之間出現(xiàn)明顯的縫隙時(shí)，膠層的承載力明顯下降了，即λ=0.217時(shí)，可以看到此時(shí)頸部的應(yīng)力值已經(jīng)是所有區(qū)域中最高的。膠層失效后，頸部附近的應(yīng)力值不斷上升，即λ=0.435，0.652 時(shí)。當(dāng)頸部發(fā)生斷裂后，已斷裂的頸部應(yīng)力得到了釋放，未斷裂頸部應(yīng)力則不斷攀升。同時(shí)，區(qū)域2 的底部?jī)?nèi)鎖結(jié)構(gòu)在頸部只有少部分?jǐn)嗔褧r(shí)仍舊受載，具有較高的應(yīng)力值，而當(dāng)旋轉(zhuǎn)發(fā)生后，該區(qū)域幾乎不受載，應(yīng)力明顯降低，此時(shí)，整個(gè)接頭的應(yīng)力峰值主要集中于未斷裂的頸部，即λ=0.902，0.987 時(shí)，最終失效。

圖11 壓印/粘接接頭仿真混合失效過程Fig.11 Simulation of mixed failure process for clinch-bonded hybrid joints

為更好地預(yù)測(cè)接頭的失效形式，以壓印點(diǎn)中心為圓心，分別以壓印點(diǎn)中心到區(qū)域1 和2 凸起部位邊緣距離為中心畫圓，兩圓圍成一個(gè)圓環(huán)，表示完整接頭的內(nèi)鎖關(guān)系，兩圓之間的距離即為底切量。將圓環(huán)分為A、B、C、D4 個(gè)區(qū)域（圖7）。沿加載方向在圓環(huán)的C區(qū)和D區(qū)各畫一條直線，如圖11（e）、圖11（f）中虛線框內(nèi)所示，這兩條線代表該位置沿加載方向的內(nèi)鎖長(zhǎng)度。顯然C區(qū)的內(nèi)鎖長(zhǎng)度要高于D區(qū)的內(nèi)鎖長(zhǎng)度，因此4 個(gè)區(qū)域中，D區(qū)失效難度最小，A區(qū)最大，B區(qū)等于C區(qū)但皆大于D區(qū)。不同區(qū)域的失效對(duì)應(yīng)著不同的失效模式。通過試驗(yàn)與仿真分析可知A區(qū)為4個(gè)區(qū)域中主要承載區(qū)，若A區(qū)域最終失效，則接頭發(fā)生以拉脫為主的失效形式，若頸部未斷裂則為拉脫失效，若頸部斷裂則發(fā)生混合失效。

3 結(jié) 論

1） 熱熔膠膜作為粘接劑引入到壓印連接技術(shù)中，可以填補(bǔ)粘接接頭處的空隙，有利于抵抗外界對(duì)接頭內(nèi)部造成的腐蝕破壞，對(duì)試件接頭力學(xué)性能有較好的提升。

2） 方差分析表明，膠膜厚度對(duì)能量吸收值影響最為顯著，板材硬度次之，沖壓力影響最弱；板材硬度對(duì)失效載荷影響最為顯著，沖壓力次之，膠膜厚度影響最弱。多元回歸模型與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好，可以將回歸模型作為粘接強(qiáng)度預(yù)測(cè)模型，以指導(dǎo)膠膜在工程中的實(shí)際應(yīng)用。

3） 通過試驗(yàn)與有限元分析發(fā)現(xiàn)，接頭失效形式主要以拉脫失效和混合失效（拉脫與頸部斷裂同時(shí)發(fā)生）為主。拉剪過程中，載荷首先作用于膠膜，然后逐漸向中心壓印點(diǎn)傳遞，直至膠膜失效后，由壓印點(diǎn)單獨(dú)承載，沿受載方向，靠近下板搭接區(qū)末端的頸部作為主要承載部位；若該區(qū)域失效，則接頭發(fā)生以拉脫失效為主的失效模式，若該區(qū)域未完全失效，則接頭發(fā)生以混合失效為主的失效模式。