New Microsoft Office Word Document

Raport științific

PN II ID_589, faza 3/2009

1

I. Determinarea proprietăților mecanice ale firelor

I.1. Considerații generale legate de carateristicile fizice și mecanice

ale firelor

Firele reprezintă un factor de influență determinant atât în procesul de tricotare, cât și

din punct de vedere al comportării tricotului pe durata procesării sale ulterioare și a

utilizării. Structura și caracteristicile fizico-mecanice ale firelor sunt elemente de bază

în proiectarea tricoturilor conform unor cerințe impuse de destinație.

Materialele și produsele textile, inclusiv tricoturile și produsele din tricot, pot fi grupate

în funcție de destinație și anume:

Materiale/produse pentru îmbrăcăminte – în acest domeniu intră așa

numitele textile clasice, care includ produse de îmbrăcăminte exterioară,

lenjerie, căciuli, bonete, mănuși, ciorapi, etc. Principalele funcții ale acestei

categorii de produse sunt de protecție (în principal termică), de confort și de

ordin estetic.

Materiale/produse decorative – includ perdele, dantele, covoare, pături,

prosoape, etc. Cea mai importantă funcție ale acestor produse este funcția

estetică.

Materiale/produse tehnice – în această categorie extrem de largă, cunoscută

sub denumirea generică de textile tehnice, fac parte o diversitate mare de

materiale/produse, cel mai adesea grupate în 12 domenii de utilizare –

agricultură, construcții, materiale pentru produse de îmbrăcăminte speciale,

produse decorative, geotextile (construcții civile și hidrotehnică), produse

folosite în industrie (inclusiv materiale compozite cu ranforsare textilă, deși de

multe ori acest tip de materiale sunt tratate separat în literatura de

specialitate), medicină, industria de transport (terestru, aerian și maritim),

produse pentru ambalare, protecție, sporturi și activități de recreere și produse

folosite în activități ecologice. Textilele tehnice sunt textile cu o funcționalitate

sporită, fiind caracterizate de proprietăți determinante cu intervale stricte de

variație, cu valori extreme. Aceste proprietăți diferă de la un domeniu de

utilizare la altul, cele mai des întâlnite fiind cele mecanice, caracteristicile

biologice și caracteristicile legate de protecție.

Pentru a putea proiecta produse care să îndeplinească funcțiile specifice, trebuie

definite materia primă (structură și proprietăți), materialul textil (structură și

proprietăți), precum și structura și proprietățile produsului final. Firele joacă deci un

rol important în etapa de proiectare, opțiunile legate de materia primă influențând

comportarea produsului final.

În funcție de destinație, materia primă folosită pentru realizarea tricoturilor (din

bătătură sau din urzeală) poate fi grupată precum urmează:

Fire utilizate pentru produse de îmbrăcăminte sau articole decorative – sunt fire

textile clasice. În cazul firelor folosite pentru producerea tricoturilor, o clasificare

necesită mai multe criterii [5]

Natura materiei prime Raport științific


2

fire naturale – vegetale (bumbac, liberiene), animale (mătase, lână, alte

păruri) și minerale (azbest, sticlă)

fire chimice – fire sintetice (poliester, poliamidă, poliolefinice,

polipropilenice, etc) și fire artificiale (viscoză, acetat, etc)

Structura amestecului – fire omogene și eterogene (în amestec)

Tehnologia de obținere – fire cardate, pieptănate, fire din topitură, din soluție,

obținut prin extragere

Procedeul de filare – fire simple, fire răsucite, fire de efect, fire etirate, fire

torsionate, fire texturate, fire rotosetate, fire cu miez

Fire de înaltă performanță – sunt de natură organică, cele mai importante fiind

fibrele aramidice și polietilenice și de natură anorganică. În această categorie sunt

incluse fibrele de carbon, sticlă, boron, ceramice, etc. La aceste fibre se adaugă

microfibrele și fibrele din ultima generație, așa numitele fibre specializate. Un

domeniu aflat abia la început, dar care demonstrează un potențial deosebit este

cel al nanofibrelor. De exemplu, firele de sticlă, carbon și para-aramide (Kevlar)

sunt fire cu proprietăți mecanice deosebite, în timp ce meta-aramidele (de tip

Nomex) au caracteristicii speciale legate de rezistența la flacără și rezistența la

temperaturi înalte.

I.1.1. Determinarea fineții firelor

Finețea firelor se definește ca fiind gradul de subțirime al unui fir, indiferent de natura

sa și procesul de filare folosit. Finețea firelor sau densitatea lineară poate fi definită în

sistem direct sau indirect, în ambele cazuri exprimând raportul dintre unitatea masă

și unitatea de lungime. În sistemul direct, finețea se exprimă cel mai adesea ca titlu,

unitatea de măsură fiin tex. Titlul Ttex reprezintă masa exprimată în grame a unui fir

cu lungimea de 1 km. Cel mai folosit mod de exprimare a fineții în sistemul indirect

este numărul metric, definit ca lungimea în metri a unui fir cu masa de 1 gram.

L(km)

M(g)

Ttex

(1.1)

M(g)

l(m)

Nm (1.2)

Finețea firelor poate fi apreciată și prin diametrul secțiunii transversale d și aria

acesteia A. Caracteristicile dimensionale și de suprafață ale secțiunii transversale a

unui fir sunt dificil de determinat, din acest motiv preferându-se experimarea fineții în

sistem direct sau indirect.

Determinarea indicilor de finețe prin metoda gravimetrică

Indicii de numerotare se determină gravimetric conform SR EN ISO 2060, prin:

determinarea lungimii epruvetelor: Ls (mm; m; Km);

determinarea masei: M (mg; g);

calculul indicilor de numerotare.

.

a. Determinarea lungimii firelor

Epruvetele se secționează la o lungime arbitrară/standardizată, LS (mm; m), conform

indicațiilor din tabelul 1.1. Raport științific


3

Tabelul 1.1. Condiții de determinare a lungimii de fir

Porțiuni

Lungimea

de secționare

Aparate

necesare

Condiții metrologice

scurte 0,5 ;1m

dinamometre;

torsiometre;

foarfece

Secționarea atentă a epruvetei

pentru a evita "pierderea de

torsiune” la capătul liber al

firului.

medii și lungi 10;50;100;200m

vârtelnița

pentru fire

Derularea firelor cu

pretensionare uniformă; 0.5 cN

/tex

Vârtelnița pentru fire (figura1) se utilizează la măsurarea lungimii firului infășurat sub

formă de jurubiță pentru determinarea densității de lungime a produselor liniare.

b. Determinarea masei epruvetelor secționate

Determinarea masei epruvetelor, M (mg; g) secționate la o lungime arbitrară sau

standardizată, LS (mm; m; Km) se face prin cântărire cu balanțe (tabelul 1.2).

Tabelul 1.2. Condiții de determinare a masei firului

Condiția de lucru Lungimea de secționare

Aparatură

necesară

0,5.....1m

balanța de

torsiune

porțiuni scurte Domeniul de măsură:

0 500mg (precizie 0.5 mg);

0 2000mg (precizie 2.5 mg);

porțiuni medii

și lungi

10;50;100;200m balanța de finețe

condiții

metrologice

epruvete condiționate, clim standardizată

c. Prelucrarea datelor experimentale

Prelucrarea statistică a rezultatelor experimentale presupune calculul valorilor tipice

de sondaj ale caracteristicii studiate / indicii de numerotare ( X , S

2

, S; CV%).

Verificarea nivelului de calitate al firelor prin incadrarea valorilor coeficientului de

variație al indicilor de numerotare, in Standardele Statistice USTER, CV100 m %,

(Tabelul 1.3 - extras din USTER STATISTICS 2001).

Figura 1.1. Vârtelnita pentru fire Raport științific


4

Tabelul 1.3. Nivele de calitate a firelor

Nivel de

calitate

Amestec bumbac

pieptănat

Amestec

bumbac cardat

Amestec

Pes+bbc piept.

Amestec

Pes+bbc cardat

5 % 1.2 1.2 1.1 1.2

10 % 1.4 1.4 1.3 1.5

25 % 1.7 1.7 1.6 1.8

50 % 2.2 2.3 2.1 2.4

75 % 2.7 3.1 2.6 3.3

90 % 3.5 4 3.3 4.3

95 % 4.1 5 4.1 4.8

Figura 1.2. Balanta de torsiune

Figura 1.3. Balanța de finete

I.1.2. Determinarea torsiunii firelor

Torsionarea constituie un procedeu de consolidare mecanică a înșiruirilor de fibre,

prin care se dispun după linii elicoidale cu pas constant în jurul axei înșirurii [5, 17].

Torsiunea firelor, al cărei principiu se ilustrează în figura 1.4, se apreciază prin indici

și caracteristici specifice, prezentați în tabelul 1.4.

Figura 1.4 . Principiul de torsionare

Tabelul 1.4. Indici de torsiune a firelor

Indice, caracteristică

Relație

analitică

Semnificație U.M.

Sens - dreapta, Z; stânga, S -

Continuitate -

reală/continuă;

discontinuă/falsă

-

Intensitate lnT / spire/m

Pasul spirelor Tlh / m/răs

Unghi de torsiune dTtg

Scurtare 100

1

12

l

ll

s

1

l , lungimea firului;

2

l , lungimea înșiruirii

%

Coeficient de

scurtare 100

100

2

1

s

l

l

Cs

- Raport științific


5

Torsiunea firelor se exprimă prin:

Torsiunea necesară /valoare nominală:

T mn

Nm (1.3)

unde:

Nm

T

m

coeficient de torsiune metric / grad de torsionare.

Torsiunea efectivă, realizată pe mașină :

Nm

VdCs

n

T m

f

m

(1.4)

unde:

f

n este turația fuselor (rot./min); Vd este viteza de debitare a înșiruirii de fibre

(m/min).

Torsiunea efectivă se verifică prin determinări experimentale.

Metode și aparate pentru determinarea torsiunii firelor

Determinarea torsiunii firelor se efectuează conform SR EN ISO 2061 prin metode

directe sau prin metode/standardizate. Condiții impuse la determinarea torsiunii prin

metode directe sunt centralizate in tabelul 1.5.

Tabelul 1.5. Condiții de determinare a torsiunii firelor

Tipul firelor L (mm) N

Fire simple de bumbac; tip bumbac 10;250 6x10

Fire simple de lână cardată;tip lână cardată 6x10

Fire simple de lână pieptănată;tip lână pieptănată

25;500

Fire simple de liberiene;tip liberiene 100;250 6x10

Fire simple multifilamentare 500 40

Fire răsucite/cablate din fibre naturale; amestec cu

fibre chimice

250 6x5

Fire răsucite/cablate din fibre / fire chimice 500 6x20

Fire din țesături / tricoturi - 20

Determinarea torsiunii impune măsurarea corectă a lungimii de fir:

pretensionarea epruvetei cu Pp = 0,5 cN/tex;

evitarea laminajelor false în înșiruirea detorsionată.

Metodele și principiile de determinare a torsiunii firelor și relațiile de calcul aferente

sunt prezentate în Tabelul 1.6.

Tabelul 1.6. Metode de determinare a trosiunii firelor

Metode

standardizate

Principiul metodei

Relația de

calcul

U.M

l

n

T

răs/m

100

1

12

l

ll

s

%

1.Metoda

paralelizării

elementelor

componente/

fibre, filamente,

fire

anularea torsiunii inițiale (T) prin

aplicarea torsiunii (-T) egală și

de sens contrar cu aceasta; prin

intermediul contorului care indică

numărul de rotații al clemei

mobile, se obține valoarea

torsiunii de anulare, T

*

=-T

100

100 s

Cs

*

250 2.Metoda mm

TT 2 răs/m

detorsionăriitorsionării

detectarea variației lungimii

firului prin detorsionare,

respectiv torsionare în sens

opus: TT

*

*

500

TT mm

răs/m Raport științific


6

Metodele directe de determinare a torsiunii se bazează pe eliminarea completă a

torsiunii cu ajutorul torsiometrului (figura 1.5).

Figura 1.5. Torsiometru – schemă de principiu

1-greutatea de pretensionare; 2-limitator; 3-scală gradată;

4-reperul zero;5-ac indicator; 6-clema culisantă; 7-clema

mobilă; 8-contor de rotație; 9-electromotor; 10-scară gradată

1.3. Determinarea caracteristicilor mecanice ale firelor

Proprietățile tensionale ale firelor ilustrează durabilitatea și prelucrabilitatea acestora:

la fire de compoziție și structură determinată, indicii proprietăților tensionale

verifică realizarea tehnologică, în conformitate cu o anumită destinație;

la semifabricate / benzi și semitorturi indicii proprietăților tensionale apreciază

forța de laminare necesară.

Proprietățile tensionale ale firelor sunt determinate la nivelul compoziției

fibroase, a modelului structural și a parametrilor tehnologici de prelucrare și

reprezintă o caracteristică rezultativă care reflectă transferul proprietăților tensionale

în sensul fibră-fir, prin valoarea coeficienților de transfer.

Componenții și tehnologia de realizare a unui fir determină nivelul și neuniformitatea

proprietăților tensionale, dependența față de parametrii de climat și de parametrii de

încercare.

a. Indicatori pentru aprecierea proprietăților tensionale

Proprietățile tensionale ale firelor se exprimă prin indicatori, care se definesc prin

intermediul caracteristicilor dinamometrice/ forță de întindere și deformație. Diagrama

forță deformație reflectă corelația dintre cele două mărimi.

Limitele de variație ale indicatorilor proprietăților tensionale ale firelor (tabelul 1.7) se

diferențiază în funcție de: compoziția fibroasă; parametrii de structură ai firelor;

parametrii procesului de prelucrare și de finisarea aplicată firelor/ mecanică sau

chimică.

Tabelul 1.7. Indicatori de apreciere a caracteristicilor tensionale

Nr. Denumire / simbol Relație analitică Unități SI

1. Indicatori pentru aprecierea rezistenței

1.1 Rezistența la tracțiune, Pr

Tracțiunea maximă suportată de

epruvetă, înainte de rupere

N, cN

1.2 Rezistența specifică, s s

r

s

A

P

A-aria secțiunii transversale (mm

2

(

cN / mm

2

1.3 Tenacitatea,

Tt

Pr

cN / tex

1.4 Lungimea de rupere, Lr

1000

Pr Nm.

Lr

Km

2. Indicatori pentru aprecierea deformației

2.1 Alungirea absolută la ar=lr

- lo mm Raport științific


7

rupere, ar

lr

-lungimea epruvetei la rupere

(mm) lo-lungimea inițială a epruvetei

(mm)

2.2

Alungirea relativă la rupere,

100

o

r

l

a

%

3. Indicatori de apreciere a trtansferului proprietăților tensionale în sensul fibră-fir

3.1 Coeficient de transfer, K

f

F

k

adimensional

4. Indicatori deduși din diagrama efort-deformație:

4.1

Limitele de

proporționalitate,

elasticitate, curgere prin

punctele caracteristice ale

diagramei efort-deformație

(P; E; C)

4.2

Factorul lucrului mecanic de

deformare la rupere, fL

r

L

a

L

f

Pr.

adimensional

4.3

Lucrul mecanic de

deformare la rupere, L

adaPL

r

a

.

0

cN*cm

4.4

Lucrul mecanic specific de

deformare la rupere, Ls

M

L

Ls

M - masa epruvetei

cN.cm/cm*tex

b. Descrierea echipamentului de testare

Determinările s-au realizat pe mașina de încercat la tracțiune MESDAN Tenso-Lab

10, al cărei aspect general este ilustrat în figura 1.6.

Figura 1.6. Mașina de încercat la tracțiune Mesdan –aspect general

A-formatul de alimentare; E-epruveta; C1-clema activă/motoare ;

C2-clema pasivă ; 1-întrerupător alimentare/conectare ; 2-buton de blocare ; PC-sistemul de Raport științific


8

calcul ; VM-videomonitor ; P-imprimanta ; MP-microprocesor

c. Prelucrarea datelor experimentale

Prelucrarea statistică a rezultatelor experimentale constând din calculul valorilor

tipice de sondaj, pentru caracteristicile studiate/ indicatorii proprietăților tensionale/

este asigurată prin softul specializat.

Protocolul de încercare cuprinde:

date inițial - :codificarea probei, reglajele aparatului, condițiile determinării

date experimentale - valorile individuale ale caracteristicilor forță deformație

rezultatele prelucrării statistice ale datelor experimentale: valori extreme,

medie, dispersie, coeficient de variație.

I.1. 4. Determinarea coeficientului de frecare

Determinarea coeficientului de frecare dinamic (μd) ce caracterizează cuplele de

frecare simple sau mixte, incluse pe un traseu determinat (figura 7), presupune:

măsurarea tensiunii în fir înainte și după cupla de frecare;

calculul μd cu relația Euler :

d

e

T

T

2

1

(1.5)

De unde rezultă

2

1

ln

1

T

T

d

(1.6)

unde :

d

- coeficient de frecare dinamic, care caracterizează cupla de frecare (vezi

figura 7);

T

1

,T

2

- tensiunea în fir în ramurile ce succed sau preced cupla de frecare;

α - unghiul de înfășurare între elementele care alcătuiesc cupla (radiani);

a)

b)

Figura 1.7. Principiul de măsurare al coeficientului de frecare dinamic, în cuple de frecare

a) simple; b) mixte

Coeficientul de frecare fir-fir a fost determinat experimental folosind un aparat FMeter-Rotschild (Metrimpex, al cărui aspect este ilustrat în figura 1.8. Raport științific


9

Figura 1.8. Instalația de măsură F-Meter- Rotschild

Definirea programului de testatre

Determinarea coeficienților de frecare dinamici în cuplele simple și mixte are ca scop

optimizarea regimului tensiunilor și, din acest motiv, se desfășoară conform unui

program de experiențe, ce reproduc condițiile tehnologice și metrologice de

funcționare ale cuplei /simulare (tabelul 1.8).

Tabelul 1.8. Condițiile tehnologice și metrologice de funcționare ale cuplei

Condiții tehnologice de Mixtă Simplă

funcționare ale cuplei corp de frecare fir

1. Natura cuplei material, structură Compoziție Finețe Torsiune

2. Geometria cuplei formă, dimensiune,

unghi de înfășurare

Rezultă din parametri de

compoziție și structură

3. Regimul

de prelucrare

viteza firelor; tensiunea de intrare în cuplă /reglată prin

intermediul dispozitivelor de frânare;

4.Parametri mediului ambiant Umiditatea realtivă a aerului ; Temperatura

*Se menționează ca factori de influență umiditatea și adausurile tehnologice

Valorile medii 1

T și se calculează pentru fiecare treaptă de viteză, vj și tensiune,

2

T la care se efectuează testul.

1.2. Determinarea experimentală a caracteristicilor fizice și

mecanice ale firelor

Pentru caracterizarea firelor specifice tricotării din bătătură s-a considerat o gamă

largă și diversă de fire cu aplicații pentru produse de îmbrăcăminte și aplicații

tehnice. În baza de date s-au inclus fire simple și răsucite, 100% (PNA și PES) și în

amestec (PNA și lână, PNA și bumbac), filate din fibră scurtă, în sistem clasic și

polifilamentare (PES).

Pentru aplicațiile tehnice s-au considerat două tipuri de fire – fire polifilamentare PES

de înaltă tenacitate și fire de sticlă. Din păcate, firele de sticlă care au putut fi

achiziționate în cadrul proiectului s-au dovedit necorespunzătoare calitativ din punct

de vedere mecanic (rezistența la tracțiune a rezultat semnificativ diminuată în raport

cu valorile specifice). Din acest motiv, firul de sticlă a fost eliminat din experiment. Ca

referințe ale comportării mecanice ale firelor de sticlă, se prezintă valori din literatura

de specialitate [6].

Caracteristicile de structură ale firelor incluse în baza de date sunt prezentate în

tabelul 1.9. ific ț tiin ș Raport


14

caracteristicile fizice ale firelor Tabel 1.9. Valorile experimentale pentru

Torsiune e fir ț Fine

Val. Tipul firului

ă nominal

ă Val. real

Cv

[%]

T

s/m] ă [r

Cv

[%]

tex α m α

Diametru

[mm]

1 Fir PNA 100% simplu Nm 15/1 15,53 2,4 680 2,9 172,26 5453 0,693

simplu Nm 15/1 17,57 2,49 575 3,05 137,2 4334,2 0,550 ă 2 Fir PNA+lân

sucit Nm 28/2 28,45 2,56 246,6 zs 5,77 45,5 1437,2 0,400 ă 3 Fir PNA 100% r

sucit Nm 28/2 28,21 2,13 247 zs 4,3 46,5 1469,6 0,429 ă r ă 4 Fir PNA+lân

5

Fir PNA+bumbac

simplu

Nm 15/1 15,3 4,65 292,3 2,55 75,1 2374,7 0,671

6

Fir PNA+bumbac

sucit ăr

Nm 36/2 36,5 2,55 311,6 zs 6,5 51,6 1629,9 0,629

7

Fir PES multifilament

texturat

200/26

dtex

202,7 4,23 - - - - 0,420

8 Fir PES multifilament

1110

dtex

1084,33 1,16 - - - - 0,308

tex 203,73 0,6 - - - - 2,414 204 ă 9 Fir sticl

e coeficientului de frecare fir-fir Tabel 1.10. Valorile experimentale al

fir-fir μ Coeficient de frecare

= 2 1 V

mm/min

= 2 1 V

mm/min

= 2 1 V

mm/min

= 2 1 V

mm/min

= 2 1 V

mm/min

= 2 1 V

mm/min

= 2 1 V

mm/min

1 Fir PNA 100% simplu 0,61 0,62 0,64 0,64 0,64 0,65 0,66

simplu 0,58 0,58 0,59 0,61 0,61 0,63 0,64 ă 2 Fir PNA+lân

sucit 0,57 0,58 0,59 0,60 0,61 0,62 0,64 ă 3 Fir PNA 100% r

sucit 0,58 0,60 0,62 0,63 0,64 0,65 0,65 ă r ă 4 Fir PNA+lân

5

Fir PNA+bumbac

simplu

0,59 0,60 0,60 0,61 0,62 0,63 0,64

6

Fir PNA+bumbac

sucit ăr

0,60 0,60 0,61 0,61 0,62 0,63 0,66

7


texturat

0,49 0,51 0,52 0,53 0,55 0,56 0,58

8 Fir PES multifilament 0,48 0,49 0,50 0,51 0,52 0,53 0,55

0,29 0,3 0,3 0,31 0,32 0,34 0,35 ă 9 Fir sticlific ț tiin ș Raport


15

Tabel 1.11. Valori experimentale pentru solicitarea la întindere

ă în bucl ță Rezisten fir drept ță Rezisten

[%] ε F [N]

Tenacitate

[cN /tex]

[%] ε F [N]

Tenacitate

[cN /tex]

1 Fir PNA 100% simplu 6,81 21,71 10,22 11,54 20,70 17,31

simplu 4,94 11,49 8,89 9,87 16,21 17,77 ă 2 Fir PNA+lân

sucit 7,42 22,2 10,39 12,98 19,72 18,17 ă 3 Fir PNA 100% r

sucit 7,08 21,66 9,91 6,83 20,54 9,56 ă r ă 4 Fir PNA+lân

simplu 3,76 8,29 5,64 6,62 6,75 9,93 PNA+bumbac 5 Fir

sucit 8,00 7,29 14,41 14,78 6,93 26,00 ă 6 Fir PNA+bumbac r

7


texturat

8,23 26,41 6,33 15,50 24,49 12,03

8 Fir PES multifilament 72,64 11,08 66,98 101,85 8,76 112,03

42,21 0,99 20,69 31,29 0,45 15,34 ă sticl 9 Fir

[6] ă ndere pentru fire de sticl pentru solicitarea la înti ță Tabel 1.12. Valori experimentale de referin

a de rupere [N] ț For ă sticl Fir

Tenacitatea la rupere

[cN/tex]

Modulul lui Young

[N/tex]

[%] ă Alungirea relativ

2.2 27.37 55.59 1 EC 13 136 Z30 P130 136 tex 75.67

2.09 39.36 76.02 2 EC 11 204 Z28 T6 204 tex 103.38

2.46 84.65 56,34 3 EC 11 408 Z28 T6 408 tex 229.87 Raport științific


16

Tabelul 1.13. Caracteristicile de structură ale firelor

Nr.

crt.

Finețea firului

Nm

Densitatea de lungime

Tdtex

Compoziția fibroasă

1 28/2 zs - 100% PNA

2 36/2 zs - 30% PNA+70%BBC

3 15/1 - 30% PNA+70%BBC

4 28/2 zs - 20% PNA+80%Lână

5 - 200/26 100% PES

6 - 200/26 100% PES

7 18/1 - 20% PNA+80%Lână

8 15/1 - 100% PNA

9 - 1100/100 100% PES

10 - 2040 fibre de sticla

Firele au fost investigate după cum urmează:

- determinarea fineții și a coeficientului de variație CV100m prin metoda gravimetrică;

- determinarea torsiunii, T (tors/m) și a coeficientului de variație al acesteia, CVT

prin metoda paralelizarii/metoda detorsionare-torsionare;

- determinarea proprietăților tensionale ale firelor (rezistența la tracțiune Pr (cN),

alungirea, tenacitatea RH (cN/tex) și a coeficientului de variație al acesteia);

- determinarea coeficientului de frecare dinamic μd pe instalația F-Meter Rotschild.

Valorile medii rezultate în urma testărilor conform metodelor descrise anterior sunt

centralizate în tabelele 11, 12, 13 și 14.

1.2.1. Rezultate experimentale și discuții

1.2.1.1. Finețea firelor

1. Controlul gravimetric efectuat asupra eșantioanelor reprezentative prelevate din

tipurile de fire menționate a fost orientat asupra determinării următorilor parametri:

Valoarea medie a densității de lungime, pe segmente de lungime de 100m fir și

neuniformitatea acesteia, CV100 (Tabelul 1.14)

Tabelul 1.14. Încadrarea neuniformității firelor


Finețea

firului

Nm

Densitatea de

lungime

Tdtex

CVef

CV100

nivel mondial

Uster

100% PNA 28/2 zs - 2,56 50%

30% PNA+70%BBC 36/2 zs - 2,55 50%

30% PNA+70%BBC 15/1 - 4,65 75%

20% PNA+80%Lână 28/2 zs - 2,13 50%

100% PES - 200/26 4,3 95%

100% PES - 200/26 4,2 95%

20% PNA+80%Lână 18/1 - 2,49 75%

100% PNA 15/1 - 2,40 50% Raport științific


17

100% PES HT - 1100/100 1,15 5%

sticla - 2040 0,60 -

Din analizele efectuate se constată că:

firele cu densitatea de lungime Tdtex 1100/100 (100% PES de înaltă

tenacitate) se încadrează pe treapta de nivel mondial USTER de 5 % -

calitate superioară; porțiunile subțiate și îngroșate ale firului sunt foarte rare,

filamentele sunt mai bine consolidate in structura firului deci firul este mai

uniform/compact;

firele cu densitatea de lungime Tdtex 200/26 (100% PES) se încadrează pe

treapta de nivel mondial USTER de 95 % - calitate inferioară, ceea ce poate

cauza căderea tricotului de pe mașină;

firele cu finețea Nm 15/1 (30%PNA+70%BBC) și Nm 18/1 (20%

PNA+80%Lână) se încadrează pe treapta de nivel mondial USTER de 75 % -

calitate slabă; firele prezintă porțiuni îngroșate/subțiate care cauzează apariția

unor efecte de dungi pe toată lățimea tricotului;

firele cu finețea Nm 28/2 zs (100% PAN), Nm 36/2 zs (30% PNA+70%BBC),

28/2 zs (20% PNA+80%Lână) și Nm 15/1 (100% PNA) se încadrează pe

treapta de nivel mondial USTER de 50 % - calitate medie/economică,

satisface cel mai bine relația cost-calitate și de asemenea se prelucrează în

bune condiții pe mașina de tricotat.

Observație: în ce privește neuniformitatea, firele destinate tricotajelor trebuie să

satisfacă exigențele beneficiarului (prescripțiile admit un număr redus de

imperfecțiuni /1000m fir, deoarece prezența acestora diminuează drastic producția și

productivitatea mașinilor de tricotat).

Se admit ca fire de calitate firele încadrate pe nivelul de 25%, sau în cel mai rău caz,

în intervalul 25…50%.

1.2.1.2. Torsiunea firelor

Valoarea medie a torsiunii firelor a fost deteminată prin metode standardizate în

funcție de tipul firului (Tabelul 1.15).

Tabelul 1.15. Limite de variație ale toriunii firelor


Finețea

firului

Nm

Densitatea

de lungime

Tdtex

Torsiunea

T

(ras/m)

m

CV250mm

100% PNA 28/2 zs - 243 42 46 5,77

30% PNA+70%BBC 36/2 zs - 312 61 52 6,50

30% PNA+70%BBC 15/1 - 292 22 75 2,55

20% PNA+80%Lână 28/2 zs - 247 32 47 4,30

100% PES - 200/26 - - -

100% PES - 200/26 - - -

20% PNA+80%Lână 18/1 -

575

137

47 3,05

100% PNA 15/1 - 680 60 172 2,90 Raport științific


18

100% PES HT - 1100/100 - - -

sticla - 2040 - - -

Trebuie subliniat că pentru firele tehnice nu s-a considerat torsiunea, deoarece

valorile acesteia sunt neglijabile (firele au o ușoară torsiune, aproximativ 25 – 30

trosiuni/metru).

Valorile ușor crescute spre limita superioară a toleranței admise în cazul firelor

pentru tricotaje se explică prin valorile crescute ale neregularității, cât și prin

frecvența crescută a imperfecțiunilor firelor.

Firele supuse analizelor sunt realizate prin procedeul neconvențional OE cu Rotor

(procedeu de consolidare prin torsiune falsă, care generează fire voluminoase, suple

și elastice, cu utilizare specifică în domeniul tricotajelor).

Valoarea coeficientului de torsiune αm este dependentă de lungimea, finețea, starea

de suprafață a fibrelor, de numărul de fibre din secțiunea înșiruirii torsionate, de

finețea și destinația firului.

Torsiunea influențează proprietățile fizice și fizico-mecanice ale firelor conferindu-le

compactitate structurală; în cazul firelor cu torsiune mică fibrele componente alunecă

unele față de altele sub acțiunea solicitărilor mecanice: firele sunt deformabile,

flexibile, moi, pufoase și mai puțin rezistente; în cazul firelor cu torsiune mare,

libertatea de alunecare reciprocă a fibrelor este mai redusă, firele sunt mai

compacte, mai rigide și mai rezistente.

Torsiunea, ca și finețea, constituie un obiectiv tehnologic al procesului de filare și

realizarea sa efectivă este urmărită în cadrul unui proces de control prin măsurare

obiectivă. Odată cu valoarea torsiunii sau a gradului de torsionare exprimat prin

valoarea coeficientului de torsiune, αm se urmărește cu atenție și sensul torsiunii, a

cărui alternare necontrolată poate provoca grave neajunsuri atât în prelucrarea

firelor în operațiile de dublare sau răsucire cât și în procesele de țesere sau tricotare/

când poate determina apariția unor efecte nedorite ale structurii și aspectului

tricoturilor sau țesăturilor.

Coeficientul de torsiune corespunzător firelor pentru tricotare are valori cuprinse între

60…110; în cazul firelor analizate αm are valori cuprinse între 46 ...172.

Variațiile de torsiune se reflectă în aspectul firelor prin diametru, pilozitate și

coeficientul de frecare, prin creșterea frecvenței ruperilor și a defectelor generate de

legarile incorecte.

1.2.1.3. Proprietăți tensionale ale firelor

Verificarea calității firelor din punct de vedere mecanic s-a realizat prin încadrarea

valorilor parametrilor statistici ai indicatorilor proprietăților tensionale în nivelele de

calitate USTER (Tabelul 1.16).

Tabelul 1.16. Încadrarea comportării mecanice a firelor testate


Finețea

firului

Nm

Densitatea

de

lungime

Tdtex

Forța

de

rupere

Pr

(cN)

CVPref

(%)

CVPr

nivel

mondial

Uster

Alungirea

la rupere

r

(%)

CV

(%)

CV

nivel

mondial

Uster

100% PNA 28/2 zs - 742,3 7,48 5% 22,20 1,23 5%

30% PNA+70%BBC 36/2 zs - 800 3,33 5% 7,29 4,27 5% Raport științific


19

30% PNA+70%BBC 15/1 - 375,9 7,63 50% 8,29 7,54 50%

20% PNA+80%Lână 28/2 zs - 699 11,61 95% 21,40 8,11 95%

100% PES - 200/26 823 2,42 5% 26,41 8,64 95%

100% PES - 200/26 857 2,64 5% 27,14 7,57 95%

20% PNA+80%Lână 18/1 - 494 5,82 5% 11,49

100% PNA 15/1 - 681 5,23 5% 21,71 4,17 5%

100% PES HT - 1100/100 7264 5,09 5% 11,42 5,12 50%

sticla - 2040 4221 8,15 - - - -

Investigația asupra proprietăților tensionale relevă influența neregularității asupra

valorii medii a rezistenței la tracțiune și a tenacității firelor testate. Frecvența crescută

a imperfecțiunilor firului influențează caracterul repartiției rezistenței la tracțiune.

Diagramele efort-alungire permit caracterizarea comportării firelor la solicitarea de

tracțiune, aliura lor fiind influențată de o serie de factori: compoziția fibroasă,

rezistența, lungimea, finețea fibrelor, torsiunea aplicata firului.

Firele au fost solicitate individual și în buclă în vederea stabilirii valorilor admisibile

pentru tensiunea în fir în timpul tricotării.

Materia primă influențează prin capacitatea ei de deformare și structura firului prin

modul de participare al rezistenței și alungirii fibrelor la rezistența și alungirea firului.

Materia primă și modulul de elasticitate influențează prin structura moleculară, astfel

fibrele care au o orientare mare a macromoleculelor au o rezistență mare la rupere,

alungire mică și modulul de elasticitate mare, iar fibrele cu orientare

macromoleculară mică se deformează mai usor și au modulul de elasticitate mic.

Structura amestecului influențează prin curbele efort-alungire diferite, ale fibrelor,

care au efect asupra firelor, deoarece la aceeași forță, fibrele se alungesc diferențiat,

ceea ce conduce la tensiuni neuniforme în interiorul firului cu implicații în aspectul

produsului.

Firele OE cu rotor, deși se obțin la torsiuni mai mari decât cele clasice, rezistența la

rupere a acestora este cu circa 20 – 30 % mai mică (determinată de așezarea

fibrelor în structura firului).

Valorile indicatorilor proprietăților tensionale ale firelor sunt determinate cu

exactitate, deoarece forțele de frecare și inerție sunt eliminate atât din lanțul de

măsurare al forței, cât și din lanțul de masurare al deformației, măsurarea se

realizează prin conversia mărimilor fizice forță – deformație, în semnale electrice.

Determinările efectuate asupra firelor analizate conduc la concluzia că, firele se

încadrează în limitele admise în ce privește proprietățile tensionale ale firelor.

Figurile 1.9 și 1.10 ilustrează curbe efort-alungire specifice celor două fire selectate

pentru experimentul privind caracterizarea comportării mecanice (stării de tensiune)

a tricoturilor din bătătutră cu legături de bază. Din grafice rezultă că în afara

diferențelor semnificative privind forța de rupere (firul PES HT se rupe la o forță de

circa 10 ori mai mare decât firul PNA 100 Nm 28/2) se mai poate evidenția aspectul

diferit al celor două curbe. Firul PES HT prezintă o limită de proporționalitate net

superioară firului PNA. Totodată, domeniul de curgere al firelor PES HT este mai

larg, justificat de caracteristicile filamentelor PES și de structura firului polifilamentar.

Acest comportament are o influență directă asupra caracteristicilor fizice și mecanice

ale tricoturilor. Raport științific


20

În cazul firelor PES, alungirea relativă la rupere este mult mai mică (11% în raport cu

22% pentru firul PNA), sugerând diferențe de comportare pe durata procesului de

tricotare și la solicitarea de tracțiune a tricoturilor.

Diagrama efort-deformatie PNA Nm 28/2

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

7,00

8,00

0,00 5,00 10,00 15,00 20,00 25,00

Alungirea relativa, (%)

Forta de rupere, P(N)

Figura 1.9. Curbă efort-alungire specifică firului PNA 100% Nm 28/2

Diagrama efort-deformatie PES HT

0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

60,00

70,00

80,00

90,00

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00 12,00 14,00

Alungirea relativa, e(%)

Forta de rupere, P (N)

Figura 1.10. Curbă efort-alungire specifică firului PES de înaltă tenacitate

În ceea privește rezistența la solicitarea de tracțiune în buclă, se poate observa că

toate firele prezintă o rezistență în buclă superioară celei pentru solicitarea Raport științific


21

individuală (în fir drept), cu excepția firului PNA+lână răsucit Nm 28/2, la care valorile

forței de rupere sunt similare. Aceste diferențe sunt semnificative, uneori ajungând la

100%. În cazul firului PNA 100% răsucit Nm 28/2, diferența este de aproximativ

43%, în timp ce pentru firul tehnic diferența este mai redusă – aproximativ 28%.

Figurile 1.11 și 1.12 exemplifică curbe efort-alungire specifice firelor PNA 100%, Nm

28/2, respectiv PES HT.

Diagrama efort-deformatie PNA bucla

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

10,00

12,00

14,00

16,00

0,00 5,00 10,00 15,00 20,00 25,00

Alungirea relativa, (%)

Forta de rupere, P(N)

Figura 1.11. Curbă efort-alungire specifică PNA răsucit

la solicitarea în buclă

Diagrama efort-deformatie PES HT bucla

0,00

20,00

40,00

60,00

80,00

100,00

120,00

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Alungirea relativa, e (%)

Forta de rupere, P (N)

Figura 1.12. Curbă efort-alungire specifică firului PES de înaltă tenacitate

la solicitarea în buclăRaport științific


22

1.2.1.4. Coeficientul de frecare dinamic

Caracteristicile de suprafață ale firelor se diferențiază la analiza comportării

tribologice prin valorile coeficienților de frecare, masurați în regim dinamic prin

tensiunile dezvoltate în timpul prelucrării înainte și după cupla de frecare (Tabelul

1.17).

Tabelul 1.17. Coeficientul de frecare dinamic – valori medii


Finețea

firului Nm

Densitatea de

lungime Tdtex

Coeficientul de frecare

dinamic

d

100% PNA 28/2 zs - 0,60

30% PNA+70%BBC 36/2 zs - 0,62

30% PNA+70%BBC 15/1 - 0,62

20% PNA+80%Lână 28/2 zs - 0,63

100% PES - 200/26 0,53

100% PES - 200/26 0,53

20% PNA+80%Lână 18/1 - 0,64

100% PNA 15/1 - 0,61

100% PES - 1100/100 0,51

sticla - 2040 0,32

Variația coeficientului de frecare dinamic este determinată de natura și proprietățile

fibrelor, de procesul tehnologic de obținere a firelor, de sistemul de filare, precum și

de procesul tehnologic de pregătire/finisare a firelor pentru tricotare.

Coeficientul de frecare dinamic este cu atât mai mare cu cât finețea fibrelor este mai

mare (pentru aceeași finețe de fir, un număr mai mare de fibre în secțiunea

transversală a firului este echivalent cu un număr mai mare de fibre protuberante;

apare și efectul de diminuare prin reducerea migrării fibrelor cu finețe mai mare,

precum și scăderea rigidității la încovoiere și torsionare.

Testarea comportării firelor la solicitarea de frecare este relevantă pentru modelul

structural al firelor și poate servi la delimitarea condițiilor de prelucrare/viteze,

tensiuni sau de utilizare a acestora; forțele de frecare influențează stabilitatea

dimensională și tușeul produselor realizate din fire.

Geometria cuplei de frecare fir-fir este influențată de structura geometrică a firului,

reflectându-se în valoarea coeficientului de frecare, dependente de voluminozitatea

firelor testate și de viteza de variație a suprafeței de contact între componentele

cuplei în funcție de tensiunea inițială.

Cel mai scăzut coeficient de frecare, indicând cea mai ușoară alunecare în zonele

de contact din ochiul de tricot și în consecință cea mai ușoară redistribuire a firelor în

ochi la solicitarea de tracțiune este înregistrat, așa cum era de așteptat, la firul de

sticlă, urmat de firul de PES de înaltă tenacitate. Restul firelor au un coeficient de

frecare fir-fir mai mare. Firele se pot împărți în trei grupe distincte: Raport științific


23

fire filate din fibră scurtă 100% sau în amestec, caracterizate de un coeficient

de frecare mai mare (peste 0,6)

fire PES polifilamentare, caracterizate de un coeficient de frecare în jurul lui

0,5

fire de sticlă, cu un coeficient de frecare semnificativ mai redus μ = 0,32.

Se poate deci anticipa o comportare specifică a tricoturilor realizate din aceste fire în

ceea ce privește mecanismul de deformare la solicitarea de tracțiune uniaxială

(problema migrării firelor în cadrul ochiului, la forțe reduse). Raport științific


24

Materiale textile tehnice

1. Elemente generale privind materialele textile tehnice

Definiția oferită de dicționarul editat de Textile Institute caracterizează materialele

textile tehnice ca “materiale și produse textile realizate având în vedere proprietățile

și performanța lor, în detrimentul caracteristicilor estetice și decorative”.

Adanur utilizează noțiunea de textile industriale, pe care le consideră ca ”structuri

proiectate în mod special pentru procese sau activități din alte industrii decât

industria textilă”. Conform acestei definiții, textilele industriale pot fi împărțite în trei

grupe principale:

Materiale textile utilizate ca părți componente ale unui produs finit, care

contribuie direct la proprietățile și performanța acestui produs; de exemplu corzi

de ranforsare a cauciucurilor;

Unelte textile, folosite pentru diferite procese de producție, de exemplu filtre

pentru industria alimentară;

Produse textile, fiind în sine produsul final, de exemplu materiale pentru

acoperișurile stadioanelor.

Utilizarea materialelor textile în domenii diferite de îmbrăcăminte și produse

decorative nu este deloc nouă, dar abia în ultimele decenii se înregistrează o

dezvoltare semnificativă a utilizării textilelor, justificată și sprijinită de expansiunea

industrială. Textilele tehnice (TT) nu reprezintă o industrie unică sau un unic

segment de piață, ci o sumă crescentă de sectoare diverse, cu direcții și ritmuri de

creștere diferite. Actualele produse textile tehnice se îndepărtează tot mai mult de

materialele tradiționale, fiind folosite în combinație materiale de alte tipuri, cum ar fi

ceramică, mase plastice, sticlă, membrane și pelicule, hârtie, etc. Astfel de produse

reflectă conceptul de “inginerie flexibilă”, pentru care primează cerințele impuse de

destinație și criteriile economice. Figura 1. prezintă aplicabilitatea acestui concept în

cazul textilelor tehnice.

Figura 1. Integrarea textilelor tehnice în conceptul de inginerie flexibilăRaport științific


25

Diferențele existente între textilele tradiționale pot fi considerate din următoarele

puncte de vedere:

Destinația. Textilele tehnice sunt utilizate în general în alte industrii sau domenii

decât cele care erau specifice industriei textile. Lista domeniilor cu aplicații ale

textilelor tehnice este cuprinzătoare și este prezentată în Tabelul 1. Practic

aproape toate industriile actuale folosesc materiale sau produse textile.

Cerințele impuse de destinație. Materialele textile tehnice trebuie să aibe

proprietăți capabile să asigure performanța produsului în condiții de solicitare

deosebite, specifice acestor domenii. Consecințele unei proaste funcționări pot fi

tragice.

Tabelul 1. Domenii de utilizare a textilelor tehnice

Publicitate

Agricultură

Construcții de automobile

Industria aeronautică

Construcții civile

Computere

Industria electrotehnică

Protecția mediului

piscicultura

Industria alimentară

Industria mobilei

Articole decorative

Horticultură

Arhitectură peisagistică

Cabluri

Industria prelucrării pieilor

Industria mecanică

Medicină

Industria minelor

Exploatații petrolifere

Industria celulozii și hârtiei

Industria farmaceutică

Industria de mase plastice

Procese de reciclare

Industria cauciucului

Industria aerospațială

Industria textilă

Transporturi

Industria lemnului

Ambalaje

Materia primă. Derivând din nivelul ridicat al cerințelor impuse de destinație,

textilele tehnice sunt realizate din fibre și fire de modul înalt, cu rezistență

deosebită și care pot asigura la rândul lor rezistența produsului finit.

Procesul de producție. Deși proceselor folosite la producerea materialelor textile

tehnice sunt aceleași ca și în cazul textilelor tradiționale, materia primă utilizată

reclamă condiții speciale și specifice de prelucrare. Utilajele folosite pentru

materiale obișnuite nu fac față la fibrele și firele de modul înalt, în principal

datorită forțelor mari rezultate pe durata procesului. Din acest motiv, ca și din

cauza posibilelor diferențe de dimensiuni, producerea materialelor textilele

tehnice impunerea adaptarea utilajelor existente sau crearea de noi utilaje.

Testarea. Testarea materialelor tehnice reprezintă o altă problemă, deoarece

trebuie să garanteze funcționarea optimă a unui anumit produs, înaintea utilizării

acestuia. De multe ori simularea condițiilor de exploatare este imposibilă, ceea

ce face ca testarea în laboratoare să fie esențială în proiectarea unui produs.

Testele trebuie să fie extrem de precise și fiabile. Din nou, metodele de testare

folosite pentru textilele convenționale nu sunt în majoritatea lor aplicabile,

testarea textilelor tehnice implicând noi standarde în ce privește condițiile și

metodele de testare, funcție de aplicația avută în vedere. Simularea pe calculator

a comportării produselor tehnice a devenit o practică din ce în ce mai des

utilizată, cu rezultate bune în predicția performanței acestora. Raport științific


26

Durata de viață. Utilizarea textilelor în clădiri, drumuri, avioane, etc. le impune o

durată de viață mult mai mare. Evident, aceste textile nu sunt supuse tendințelor

de modă. Deși durata de viață este un factor important, nu întotdeauna este

posibil ca materialele tehnice să dureze, cum este cazul materialelor utilizate în

chirurgie pentru consolidarea operației.

Costurile de producție. Toate restricțiile din procesul de producție, costul ridicat al

materiei prime și cerințele impuse proprietăților fac ca textilele tehnice să aibă un

cost de producție înalt. Acest cost trebuie însă ponderat cu beneficiile aduse de

produsele textile, durata lor de viață, precum și cu reducerea semnificativă a

costurilor legate de întreținere și reparații.

1.1. Clasificarea materialelor textile tehnice

Complexitatea și diversitatea materialelor textile tehnice creează greutăți în

clasificarea acestora. Techtextil – cea mai importantă expoziție a textilelor tehnice,

realizată bienal în Germania – ia în considerație 12 grupe de textile tehnice, conform

principalelor destinații:

AGROTECH– produse pentru agricultură, piscicultură, horticultură;

BUILDTECH – produse pentru construcții;

CLOTHTECH – componente performante pentru produse de încălțăminte și

îmbrăcăminte;

GEOTECH– geotextile și produse pentru inginerie civilă;

HOMETECH – produse pentru tapițerie, pentru acoperirea podelelor și

produse decorative;

INDUTECH – produse pentru filtrare, curățire, electronice, compozite și orice

alte destinații industriale;

MEDTECH – produse pentru igienă și pentru activități medicale;

MOBILTECH – produse pentru transport terestru, aerian, maritim;

OEKOTECH – produse pentru protecția mediului înconjurător;

PACKTECH – produse pentru ambalare;

PROTECH – produse pentru protecție personală sau a bunurilor materiale;

SPORTTECH – produse pentru activități recreative și sportive.

2. Materii prime folosite la producerea ranforsărilor textile pentru

materiale compozite

Natura materialelor compozite, solicitările la care sunt supuse impun utilizarea unor

materiale de ranforsare rezistente, capabile să preia și să reziste acestor solicitări.

Din acest motiv ranforsările textile folosesc ca materie primă o grupă aparte de fibre,

numite fibre de înaltă performanță. Comparate cu fibrele convenționale, fibrele de

înaltă performanță au prețuri extrem de ridicate, dar utilizarea lor crește semnificativ

durata de viață și calitatea produselor.

Față de metale și de alte materiale cu densitate mare, fibrele performante prezintă

următoarele avantaje: rezistență și modul înalt, masă redusă și un raport excelent

masă/rezistență, rezistență termică, rezistență la acțiunea agenților chimici. Raport științific


27

Fibrele de înaltă performanță au fost introduse în anii 60, de către firma americană

DuPont. În următoarea decadă au fost dezvoltate fibrele polietilenice, folosind

tehnica de filare în gel. Fibrele de carbon au apărut la sfârșitul anilor 70, începutul

anilor 80, când s-au dezvoltat primele aplicații cu succes comercial.

Aplicabilitatea fibrelor de înaltă performanță rămâne deocamdată restrânsă la

domeniile tehnice, în principal industriale. Fiecare aplicație reclamă o combinație

particulară de proprietăți, deși în mod normal comportarea mecanică reprezintă

principalul criteriu de selecție. La acesta se adaugă și alte proprietăți, prezentate în

tabelul 2.

Tabel 2. Principalele proprietăți ale fibrelor de înaltă performanță[108.16]

Proprietăți Exemple de fibre

Rezistență și rigiditate

p-aramide, sticlă, carbon, polietilenă,

fibre copolimerice organice și

inorganice

Stabilitate termică m-aramide, PTFE și fibre inorganice

Stabilitate termică și performanță

mecanică

fibre de carbon și fibre ceramice

Rezistență la acțiunea agenților chimici fibre PTFE

Alte proprietăți fibre de sticlă (cabluri optice)

Comportarea mecanică se consideră din punct de vedere al rezistenței, al modulului

și al fenomenului de fluaj, precum și al evoluției cu temperatura. Conform acestor

criterii, fibrele de înaltă performanță se împart în patru categorii, ilustrate grafic în

figura 2.

Figura 2. Principalele grupe de fibre de înaltă performanță

Fibrele de înaltă performanță sunt de natură organică, cel e mai importante fiind

fibrele aramidice și polietilenice și de natură anorganică. În această categorie sunt

incluse fibrele de carbon, sticlă, boron, ceramice, etc. La aceste fibre se adaugă

microfibrele și fibrele din ultima generație, așa numitele fibre specializate. Un

domeniu aflat abia la început, dar care demonstrează un potențial deosebit este cel

al nanofibrelor. Raport științific


28

2.1. Fibre de sticlã

Fibra de sticlă este o fibră de natură inorganică, având o structură caracterizată prin

lipsa orientării și a cristalinității. Indiferent de compoziție, sticla este alcătuită dintr-o

rețea tridimensională, cu o celulă tetraedrică formată din 4 atomi de oxigen legați de

un atom de siliciu. Prezența a diferiți ioni metalici conferă rețelei un caracter

neregulat și amorf.

Funcție de compoziția chimică, în prezent se produc următoarele tipuri de sticlă cu

aplicabilitate în obținerea de fibre

Sticlă tip ”A” – acest tip de sticlă este rar întâlnit ca fibră; conține alcali.

Sticlă tip ”AR” – sunt fibre utilizate pentru ranforsarea cimentului, pentru

îmbunătățirea rezistenței la impact și minimizarea tensiunilor interne. Au

rezistență ridicată la acțiunea alcalilor.

Sticlă tip ”C” – fibre de sticlă rezistente la acțiunea agenților chimici.

Sticlă tip ”E” – cel mai des folosit tip pentru fibre; se caracterizează prin rezistență

electrică. Reprezintă 90% din volumul producției totale de fibră de sticlă.

Sticlă tip ”S” – fibre de sticlă cu rezistență înaltă; din ce în ce mai folosite pentru

materiale compozite avansate.

Proprietățile fibrelor de sticlă depind în mare măsură de compoziția chimică și de

parametrii termici ai procesului de obținere. Unele proprietăți, cum ar fi cele

mecanice și rezistența la acțiunea agenților chimici se determină direct pe fibră, în

timp ce alte proprietăți, precum densitatea , proprietățile electrice și termice se

măsoară în bloc de sticlă, supusă procesului de recoacere, pentru a elimina

tensiunile interne. Valorile orientative pentru principalele tipuri de fibră de sticlă sunt

prezentate în tabelul 3.

Tabel 3. Valorile orientative pentru principalele proprietăți ale fibrelor de sticlă

Sticlă tip E Sticlă tip S Sticlă tip C

la 23

0

C 3445 4585 3310

la 371

0

C

Rezistență [MPa] 2620 4445 -

la 538

0

C

1725 2415 -

Modulul lui Young

[MPa]

la 538

0

C

81,3 88,9 -

Alungire [%] 4,88 5,7 4,8

Densitate (în bloc)

[g/cm

3

[

2,62 2,5 2,56

Rezistență la acțiunea 24 h 0,7 0,5 1,1

apei

[% pierdere masă]

186 h 0,9 0,7 2,9

Rezistență la acțiunea 24 h 42 3,8 4,1

10% HCl [% pierdere

masă]

164 h 43 5,1 7,5

Rezistență la acțiunea 24 h 39 4,1 2,2

10% H2SO4 [%

pierdere masă]

168 h 42 5,7 4,9

Rezistență la acțiunea 24 h 2,1 2,0 24

1% Na2CO3 [%

pierdere masă]

168 h 2,1 2,1 31 Raport științific


29

Permitivitate relativă 1 MHz 6,6 5,3 6,9

60 Hz 6,7 5,4 -

Rezistența dielectrică

[kV/cm]

103 130 -

Coeficient expansiune

termică [10

-6

/K]

5,4 1,6 6,3

la 23

0

C 0,810 0,737 0,787

Căldură specifică

[kJ/kg*K]

la 200

0

C

1,03 - 0,90

Fibrele de sticlă sunt neinflamabile și rezistente la acțiunea căldurii, rezistente la

umezeală, la acțiunea agenților chimici și la microorganisme. Fibrele tip E au cea

mai slabă rezistență la agenți chimici, fiind distruse chiar și de acizi minerali în

soluție diluată.

Din punct de vedere mecanic, fibrele de sticlă tip E sunt acceptate ca fibre

performante. Rezistența fibrelor de sticlă este afectată de distrugerea acestora la

nivel superficial. Totodată, fibrele de sticlă prezintă oboseală statică, exprimată prin

scăderea rezistenței la creșterea timpului până la distrugere.

Principalele domenii de aplicație ale fibrelor de sticlă includ: industria aeriană și

aerospațială, industria constructoare de mașini, construcții și inginerie civilă

(geotextile), bunuri de larg consum, echipamente industriale, industria electronică,

etc. Materialele compozite – rigide și flexibile- rămân până în prezent cel mai

important domeniu de utilizare a fibrelor de sticlă.

Fibrele optice reprezintă o altă direcție majoră de dezvoltare a fibrelor de sticlă.,

utilizabile în comunicații audio și vizuale. Fibrele de sticlă folosite au o calitate

deosebită, reclamând condiții speciale de producție și control al acesteia.

Caracteristicile mecanice ale fibrelor de sticlă facilitează manipularea acestora la

transport și fixarea cablurilor optice.

2.2. Fibre de carbon

Fibra de carbon este definită ca ”o fibră conținând cel puțin 90% de carbon, obținută

prin piroliza controlată a unor fibre specifice”. Fibrele din care sunt obținute fibrele de

carbon sunt numite fibre precursoare. Atât fibrele de carbon, cât și fibrele de grafit au

ca element de bază straturile de grafen. În cazul fibrele de grafit, planurile sunt

ordonate tridimensional, în timp ce, pentru fibrele de carbon legătura între straturi

este slabă și ordonarea este numai plană.

Fibrele de carbon au cele mai ridicate valori pentru modul și rezistență dintre toate

fibrele de înaltă performanță folosite la ranforsarea materialelor compozite.

Caracteristicile mecanice nu sunt afectate de temperatură, cum este cazul cu

celelalte tipuri de fibre. În plus, în prezent apar noi procese, care rentabilizează

raportul performanță / costuri de producție.

Diversitatea de fibre precursoare, de procese de producție și diferențele între

temperaturile la care se realizează piroliza îngreunează considerabil clasificarea

fibrelor de carbon. În tabelul 4 se prezintă o astfel de clasificare, pornind de la

modul, rezistență și temperatura la care se desfășoară procesul. Raport științific


30

Tabel 4. Clasificarea fibrelor de carbon [115.16]

Criteriu Clasificare

Modul extrem de înalt – modulul depășește 500 GPa. Este cazul

fibrelor Thornel P-120 (Union Carbide), cu precursor mesofazic, cu

un modul de 820 GPa.

Modul înalt – modulul variază în intervalul 300 – 500 GPa, cu un

raport rezistență/modul de (5 – 7)x10

-3

Ca exemplu este fibra M50 .

(Toray), precursor PNA, cu un modul de 500 GPa.

Modul mediu – fibrele sunt caracterizate de un modul până la 300

GPa și un raport rezistență/modul superior la 1x10

-2

Cel mai potrivit .

exemplu este fibra M30 (Toray), cu un modul de 294 GPa.

Modul

Modul scăzut - fibrele din această categorie au modulul inferior la

100 GPa, precum și o rezistență redusă. În general au structuri

izotropice.

Cu rezistență extrem de înaltă – rezistența acestor fibre depășește

5 GPa, iar raportul rezistență / stiffness variază între 2,0 și 3,0x10

-2

.

Fibrele de carbon T1000 (Toray) au o rezistență la rupere de 7,06

GPa.

Rezistență la

întindere

Cu rezistență înaltă - rezistența acestor fibre este superioară la 3

GPa, iar raportul rezistență / stiffness este de 1,5 și 2,0x10

-2

Fibrele .

de carbon AS6 (Hercules) au o rezistență la rupere de 4,14 GPa

Tipul 1 – tratamentele termice finale depășesc 2000

0

C, specifice

fibrelor de carbon de modul înalt.

Tipul 2 – temperatura tratamentelor finale este de aproximativ 1500

0

C, specific fibrelor de carbon de rezistență înaltă.

Temperatura

tratamentului final

Tipul 3 – temperatura tratamentelor finale nu depășește 1000

0

C,

specific fibrelor de carbon de modul și rezistență scăzute.

Proprietățile fibrelor de carbon depind de tipul precursorului și de gradul de orientare

a structurii pe cele două direcții. Din acest motiv, fiecare fibră prezintă o combinație

specifică de proprietăți, ceea ce se poate constitui într-un avantaj când se are în

vedere diversitatea de aplicații tehnice. Totodată însă, diferențele între proprietăți fac

extrem de dificilă o echivalență între diferitele tipuri de fibre de carbon. Tabelul 5 și

tabelul 6 prezintă valorile orientative pentru principalele proprietăți ale fibrelor de

carbon cu precursor PAN, respectiv derivați mesofazici ai petrolului.

Tabel 5. Principalele proprietăți ale fibrelor de carbon cu precursor PAN

Proprietăți Fibre de modul scăzut Fibre de modul înalt

Direcție longitudinală

Modul la întindere [GPa] 230 390

Rezistență la întindere [GPa] 3.3 2.4

Alungire la rupere [%] 1.4 0.6

Conductivitate termică

[W/m*K]

8.5 70

Rezistivitate electrică [μΩ*m] 18 9.5

Coeficientul de expansiune

termică la 21

0

C [10

-6

/K]

-0.7 -0.5

Direcție transversală*

Modul la întindere [GPa] 40 21

Coeficientul de expansiune 10 7 Raport științific


31

termică la 50

0

C [10

-6

/K]

Bloc

Densitate [g/cm

3

] 1,76 1,9

Diametru filamente [μm] 7-8 7

Conținut carbon [%] 92-97 100

Tabel 6. Principalele proprietăți ale fibrelor de carbon cu precursori compuși mesofazici ai

petrolului

Proprietăți

Fibre de modul

scăzut

Fibre de

modul înalt

Fibre de modul

foarte înalt

Direcție longitudinală

Modul la întindere [GPa] 160 380 725

Rezistență la întindere [GPa] 1,4 1,7 2,2

Alungire la rupere [%] 0,9 0,4 0,3

Conductivitate termică

[W/m*K]

- 100 520

Rezistivitate electrică [μΩ*m] 13 7,5 2,5


termică la 21

0

C [10

-6

/K]

- -0,9 -1,6

Direcție transversală

Modul la întindere [GPa] - 21 -


termică la 50

0

C [10

-6

/K]

- 7,8 -

Bloc

Densitate [g/cm

3

] 1,9 2,0 2,15

Diametru filamente [μm] 11 10 10

Conținut carbon [%] +97 +99 +99

Proprietățile mecanice ale fibrelor de carbon sunt influențate de orientarea structurii

pe cele două direcții. Creșterea gardului de orientare pe direcție transversală are o

serie de consecințe negative, dar și pozitive. Astfel de fibre sunt dificil de impregnat

cu rășină, ceea ce scade capacitatea fibrei de a se lega cu matricea în materialul

compozit. Fibrele au în plus o rezistență scăzută la forfecare. Pe măsură ce gradul

de orientare crește, interacțiunea între benzile cu straturi de grafen scade,

micșorând valoarea modulului de forfecare.

Un mare avantaj al fibrelor de carbon este faptul că proprietățile mecanice nu sunt

influențate de temperatură. Până la 1000

0

C, modulul și rezistența rămân

neschimbate. La 1900

0

C se înregistrează o scădere de aproximativ 30%. Peste

2200

0

C, fluajul devine semnificativ.

Contracția indicată de valorile ușor negative ale coeficienților de expansiune termică

poate fi folosită în combinație cu caracteristicile termice ale matricei pentru a

produce un material compozit cu un astfel de coeficient apropiat de zero.

Conductivitatea electrică a fibrelor de carbon depinde de tipul precursorului și

temperatura tratamentului termic aplicat. Valorile relativ ridicate ale conductivității pot

cauza probleme din punct de vedere electric pe durata producerii unui material

compozit. Raport științific


32

2.3. Fibre aramidice

Denumirea de ”aramidă” a fost dată în 1974 unei grupe de poliamide aromatice, cu

proprietăți distincte față de poliamidele convenționale. În prezent există două tipuri

de fibre aramidice de înaltă performanță: fibre para-aramidice și fibre metaaramidice.

Fibrele meta-aramidice sunt caracterizate de tenacitate medie, modul scăzut și

rezistență excelentă la temperaturi ridicate, ceea ce le recomandă pentru aplicații în

care apare riscul inflamabilității. Este cazul produselor de protecție, care asigură

izolare termică sau izolare electrică. Cele mai cunoscute exemple sunt fibrele

Nomex (DuPont) și fibrele Conex (Teijin).

Fibrele para-aramidice au fost descrise ca fiind ”fibre cu rezistența termică a

azbestului și stiffness a sticlei” și au ca principal reprezentant fibrele Kevlar, produse

de DuPont. Sunt fibre de modul și rezistență înalte, fiind caracterizate de o deosebită

stabilitate dimensională la temperaturi ridicate. Pe lângă marca firmei DuPont, mai

pot fi menționate și fibrele para-aramidice Twaron (Enka) și Technora și HM-50

(Teijin). Proprietățile mecanice superioare fac din fibrele para-aramidice o materie

primă ideală pentru sistemele de ranforsare a materialelor compozite.

Proprietățile mecanice ale firelor Kevlar și în general ale firelor para-aramidice,

depind de orientarea moleculelor în polimer, de greutatea moleculară și de gradul de

cristalinitate ale acestuia. Caracteristicile legate de solicitarea la întindere sunt

prezentate în tabelul 7, pentru principalele tipuri de fire Kevlar.

Tabel 7. Caracteristicile pentru solicitarea de întindere

Fire

Densitate

[g/cm

3

[

Diametru

filament

[μm]

Modul

[GPa]

Rezistență

[GPa]

Alungire

relativă [%]

Kevlar 29 1,44 12 83 3,6 4,0

Kevlar 49 1,44 12 131 3,6 - 4,1 2,8

Kevlar 149 1,47 12 186 3,4 2,0

Firele de para-aramide au o comportare slabă la solicitarea de compresiune, având

caracteristici de nelinearitate. Din acest motiv, aplicabilitatea firelor de para-aramidă

în cazuri care implică forțe de compresiune ridicate sau solicitări de încovoiere este

limitată.

În general, fibrele para-aramidice sunt caracterizate de o deosebită reziliență și de

damage tolerance. Reziliența este legată de valoarea specifică la rupere, dar și de

rezistența la impact a materialului compozit și de proprietățile balistice. Fibrele de

Kevlar sunt principala materie primă textilă folosită în protecția balistică.

3. Caracterizarea materialelor textile tridimensionale

3.1. Definirea conceptului de tridimensionalitate a materialelor textile

Conceptul de tridimensionalitate a materialelor textile nu se referă la valoarea

intrinsecă a dimensiunilor pe cele trei axe, ci la raportul existent între ele. Acest

raport caracterizează importanța unei dimensiuni în geometria materialului. Noțiunile Raport științific


33

de uni, bi și tridimensional sunt direct legate de modul particular de construcție al

unui material textil.

Astfel, un material unidimensional prezintă celelalte două dimensiuni neglijabile în

comparație cu lungimea, în timp ce pentru un material bidimensional grosimea este

considerată nesemnificativă. Textilele incluse în categoria materialelor

unidimensionale sunt fibrele, discontinue sau continue. Materialele obținute prin

diferitele procese textile sunt considerate a fi bi sau tridimensionale.

Un material textil tridimensional, indiferent de procesul tehnologic utilizat, este ”un

ansamblu continuu, complet integrat de fibre, caracterizat prin orientarea multiaxială

spațială”.

Materiale 3D au o aplicabilitate deosebită în cazul unor compozite cu forme

complexe, în principal datorită avantajului de a nu necesita a fi asamblate în

momentul premergător introducerii matricei. Eliminarea acestei operații reduce

semnificativ timpul de producție și permite automatizarea acestuia, rentabilizând

întregul proces. Totodată garantează și îmbunătățirea calității generale a produsului

finit, prin posibilitatea de a controla caracteristicile și proprietățile preformei textile

încă din etapa de proiectare a acesteia.

Primele generații de materiale compozite cu ranforsări textile erau carente din punct

de vedere al comportării la solicitări, al productivității și al aplicabilității. În plus,

aceste materiale prezentau totodată și riscul de delaminare pe durata utilizării.

Interesul pentru materiale textile tridimensionale utilizabile ca ranforsări pentru

compozite cu diferite tipuri de matrice (rășină, metal, ceramică) este o consecință

directă a trecerii de la aplicații de nivel II la aplicații de nivel I de încărcare, specifice

industriilor aeronautice, spațiale, medicale (implanturi), construcții civile și industriale,

etc. Aceste domenii necesită o îmbunătățire substanțială a calității compozitelor și a

rezistenței la diferite tipuri de solicitări mecanice. Dezvoltarea materialelor textile 3D

pentru materiale compozite a fost condiționată de apariția unor programe de

proiectare și de modelare extrem de performante, precum și a noilor generații de

mașini textile, capabile să realizeze structuri complexe.

3.2. Caracterizarea materialelor 3D

Din punct de vedere geometric, structurile tridimensionale pot fi considerate atât la

nivel macroscopic cât și la nivel microscopic. La nivel macroscopic, forma

materialului este rezultatul unui anumit proces tehnologic și al unui anumite scheme

de lucru. Forma ranforsării poate fi obținută prin diferite tipuri de procese

tehnologice, de exemplu o ranforsare - bară cu secțiune în I, poate fi produsă prin

țesere, prin tricotare sau prin braiding.

Deși similare la nivel macroscopic, aceste structuri sunt complet diferite la nivel

microscopic, ceea ce generează comportări diferite în compozit.

Din punct de vedere tehnologic, materialele textile 3D se pot obține prin toate tipurile

de procese cunoscute: țesere, tricotare, împletire sau procese pentru materiale

nețesute. Toate aceste procese au avantaje și dezavantaje specifice. Ko împarte

aceste procese tehnologice în: Raport științific


34

Procese de la fibră la materialul 3D, care realizează un material de tip nețesut

asamblat prin interțesere;

Procese de la fir la materialul 3D, care includ toate procesele de prelucrare a

firelor – țesere, tricotare, împletire;

Combinații, reprezentate de procese tehnologice de țesere sau tricotare care

introduc în structura și pături fibroase.

I. Materiale 3D țesute

Cea mai importantă clasă de țesături tridimensionale o constituie țesăturile

ortogonale, obținute cu războaie de țesut speciale, care folosesc sisteme multiple

de fire de urzeală și/sau bătătură. Conform literaturii de specialitate în această grupă

sunt încadrate:

țesături ortogonale cu secțiune constantă (figura 3.a) sau variabilă (figura 3.b) –

Principiul de bază constă în alimentarea mai multor sisteme de fire de urzeală (de

bătătură), legate între ele de firele sistemului de bătătură (urzeală) sau de un

sistem aparte de fire; țesături tip sandwich (figura 3.c și 3.d), cu straturi de

legătură cu dispunere orizontală sau înclinată;

țesături interlock (figura 3.e), în structura cărora firele care realizează conexiunea

se dispun sub un anumit unghi;

țesături triaxiale multistrat (figura 3.f), care combină țeserea 2D triaxială cu

tehnologia 3D multistrat.

Figura 3. Tipuri de țesături tridimensionale

II. Materiale 3D împletite

Împletirea tridimensională a apărut relativ recent, ca urmare a posibilității de a

obține preforme cu proprietăți mecanice deosebite, a versatilității și a productivității

ridicate. Deocamdată, în pofida potențialului demonstrat, aceste procese se află încă

în stadiu de laborator, fără aplicabilitate industrială. Complexitatea utilajelor și

limitările fiecăruia în ce privește forma și mișcările posibile fac dificilă și costisitoare Raport științific


35

producerea preformelor de braiding 3D. Există două tipuri de mașini de braiding

tridimensional, producând două tipuri distincte de materiale:

1) materiale împletite cu interior gol, obținute pe mașini la care firele au mișcări

continue, similar procesului de braiding 2D;

2) materiale împletite “solide”, produse pe mașini la care firele au mișcări succesive,

limitate. Permit o mai mare flexibilitate în ce privește forma, dimensiunile și

structura materialelor obținute. În aceasta grupă sunt incluse următoarele

procese:

a) Procese în care firele își inter-schimbă pozițiile – este cazul proceselor

AYPEX, Farley și Fukuta

b) Procese în care firele își modifică poziția pe traiectorii prestabilite, printre care

cel mai cunoscut este procesul Magnaweave (Florentine) și procesul “2-step”.

Pentru exemplificarea noțiunii de împletire tridimensională sunt trecute în revista

patru procese care sunt mai cunoscute.

Procese de împletire „solid”

Este procesul la care mișcarea firelor este continuă. Firele se dispun pe toată aria

secțiunii (așa numitele materiale ”solide”). Forma și dimensiunile sunt limitate de

numărul de conducători utilizat – maxim 24. Funcție de numărul de sisteme de fire,

se pot produce mai multe geometrii, prezentate în figura 3.4.

Procesul AYPEX

În acest proces, firele își schimba pozițiile între ele în mod succesiv (denumirea

AYPEX vine de la inițialele Adjacent Yarn Package EXchange). Firele își pot

schimba poziția pe direcție verticală sau orizontală – figura 4.

Figura 4. Procesul de împletire AYPEX

Procesul “2-step”

Procesul “2-step” este astfel denumit deoarece implică două mișcări distincte pentru

fiecare conducător de fir. Firele sunt împărțite în două sisteme: un sistem

longitudinal (axial), în care firele sunt aranjate într-o configurație prestabilită

(rectangulară, circulară, pătratică, etc) și un set de fire localizate în exteriorul primul

sistem, în anumite puncte, care realizează deplasarea printre celelalte fire. Modul de

dispunere a firelor este prezentat în figura 5.a. Forma în care sunt aranjate firele Raport științific


36

axiale determină forma finala a materialului, firele exterioare fiind deplasate printre

firele axiale în două etape, cu rol de a lega întregul ansamblu.

Materialele de ranforsare produse sunt caracterizate de o înalta rigiditate și

rezistență pe direcție axială, dar și de îmbunătățire a comportării mecanice în plan,

datorita prezenței firelor suplimentare de legătură. Se pot obține materiale cu

secțiune variabilă prin modificarea numărului de fire axiale pe durata procesului.

a)

b)

Figura 5. Procesul de împletire “2-step”

Procesul Magnaweave (Florentine)

Acest proces este considerat a fi împletire carteziană, deoarece implică patru mișcări

carteziene realizate de grupuri de fire, pe coloane și rânduri constituite de

conducătorii de fir. Rândurile și coloanele sunt deplasate de bobine sau pistoane

pneumatice sau hidraulice.

În primele două etape ale procesului coloanele și rândurile (ordinea este

preferențială) sunt deplasate cu o distanță prestabilită. În celelalte două etape

coloanele și rândurile sunt readuse în poziția inițială. Un astfel de ciclu este ilustrat în

figura 6. În finalul ciclului firele își modifică poziția, dar nu revin la poziția inițială

decât după 36 de cicluri. Raport științific


37

Figura 6. Etapele procesului Magnaweave (Floretine)

Procese de împletire cu interior gol

O altă metodă de a obține împletituri 3D este utilizarea de inserții cu forme complexe

în braiding 2D circular. Se obțin structuri împletite cu dispunere 3D, datorată formei

introduse pe durata procesului. Deoarece procesul este bidimensional, firele se

dispun exclusiv pe forma introdusă, ceea ce determină ca interiorul să rămână gol.

În figura 7 se prezintă un exemplu de structură împletită cu interior gol.

Figura 7. Împletire cu secțiune variabilă - preforme complexe

III. Materiale nețesute tridimensionale

Deși Adanur încadrează aceste materiale ca țesături, majoritatea autorilor, precum

și specialiștii din industria compozitelor pe bază de carbon, le consideră ca nețesute

ortogonale. Materialele nețesute ortogonale sunt caracterizate prin dispunerea

controlată a fibrelor pe cele trei direcții, ceea ce oferă un număr nelimitat de posibile

geometrii ale materialului. Sunt produse prin diferite procese tehnologice, dispunerea

firelor făcându-se radial sau plan.

În cazul structurilor radiale, fibrele sunt plasate în mod egal pe circumferință, pe

direcție radială și axială. Se obțin materiale de ranforsare pentru aplicații de tip piese

cilindrice, conice sau cu secțiuni convergente – divergente. Fibrele sunt introduse Raport științific


38

radial într-o mandrilă. Fibrele de pe circumferință sunt preluate pe o traiectorie de

helix, în timp ce firele dispuse axial sunt plasate în paralel cu axa mandrilei. Restul

fibrelor sunt prealabil impregnate cu rășină și își sunt polimerizate în mandrilă.

Figura 8 prezintă o celulă a unui material nețesut ortogonal radial.

În cazul structurilor plane, fibrele de ranforsare se dispun pe cele trei direcții, fără a

intra în interacțiune. Celula unui material nețesut plan este exemplificată în figura 9.

Izotropia sau anizotropia este determinată de cantitatea de fibre de pe fiecare

direcție. Materialele nețesute ortogonale plane sunt mai puțin potrivite pentru

preforme cu formă complexă decât materialele nețesute ortogonale radiale. Au însă

proprietăți mecanice mult mai bune, în special datorită celulelor structurale de

dimensiuni mai mici.

Figura 8. Celulă polară material

nețesut 3D

Figura 9. Celulă plană material nețesut 3D

3.3. Tricoturi tridimensionale

3.3.1. Prezentarea tricoturilor 3D. Tricoturi 3D cu forme complexe

În cazul tricoturilor, arhitectura tridimensională este favorizată de deformabilitatea

extremă a acestora, fiind posibil a se obține tricoturi cu forme de o complexitate

deosebită. Această caracteristică a făcut ca, în ultima decadă, tricoturile 3D să fie

privite ca o posibilă alternativă la producerea preformelor pentru materiale compozite

avansate.

Principalele avantaje ale tricoturilor 3D sunt:

formabilitatea deosebită, datorată în principal proprietăților de drapaj;

gradul înalt de complexitate a formelor;

utilizarea mașinilor existente, fără a necesita modificări majore;

se pot obține materiale compozite cu proprietăți la impact superioare.

Tricoturile 3D dezvoltate până în prezent pot fi grupate în trei categorii: tricoturi

multiaxiale (multistrat); tricoturi conturate tridimensional și tricoturi sandwich.

3.3.2. Tricoturi multiaxiale

Tricoturile multiaxiale sunt caracterizate de prezența unor straturi de fire cu

dispunere înclinată, suprapuse și asamblate în tricot. Deși cele mai cunoscute și cu

aplicabilitate practică sunt tricoturile multiaxiale din urzeală, există și tricoturi

multiaxiale din bătătură, aflate deocamdată în stadiu de laborator. Raport științific


39

1. Tricoturi din urzeală multiaxiale

Tricoturilor din urzeală multiaxiale sunt tricoturi multistrat, având o construcție în

straturi de sisteme de fire depuse sub diferite unghiuri, independente între ele,

asamblate într-o structură unitară prin tricot. Firele sunt dispuse în straturi sub

unghiuri de 0

0

, 90

0

, +/- 30

0

și +/- 45

0

, iar tricotul este realizat cu evoluții lănțișor sau

trico – figura 10.

Figura 10. Principiul constructiv al tricoturilor din urzeală multiaxiale

Ranforsarea cu fire dispuse sub diferite unghiuri îmbunătățește comportarea

mecanică a tricoturilor multiaxiale pe direcțiile de ranforsare, precum și proprietățile

de forfecare. În contrapartidă, rigiditatea sporită reduce semnificativ formabilitatea

acestor tricoturi.

Tehnologia LIBA

Sistemul realizat de Liba funcționează pe principiul depunerii în straturi orizontale,

suprapuse a firelor. Firele sunt preluate și întinse pe lățimea mesei de alimentare de

către cărucioare speciale. Cărucioarele se deplasează sub unghiuri prestabilite – 0

0

,

90

0

și între 30

0

și 60

0

, realizând astfel înclinarea firelor în strat conform proiectării.

Straturile sunt apoi aduse în zona de tricotare, unde acele pătrund prin straturi și

formează ochiurile, realizând conexiunea întregului ansamblu. Se poate introduce și

un strat de material nețesut. Figura 11 prezintă principiul de funcționare al sistemului

Liba – CNC.

Deși compactitatea tricotului este superioară, pătrunderea acelor de tricotat pe

grosimea straturilor de fire și posibil material nețesut suplimentar determină

distrugerea fibrelor și pierderea locală a caracterului de linearitate al firelor.

Figura 11. Principiul producerii tricoturilor multiaxiale pe mașini CNC (Liba) Raport științific


40

3.3.3. Tricoturi conturate tridimensional

Tehnica conturării 3D nu este nouă – primul caz de aplicație este realizarea

călcâielor la ciorapi pe mașini circulare cu diametru mic, apoi, începând din anii ´70 a

fost și este utilizată cu succes pentru produsele fully-fashion (cu grad înalt de

asamblare) de îmbrăcăminte produse pe mașinile rectilinii de tricotat.

Preformele tricotate conturate tridimensional au apărut la începutul anilor `90,

favorizate de dezvoltarea tehnologiei de tricotare pe mașini rectilinii – apariția

generațiilor de mașini electronice, dezvoltarea sistemelor CAD, a dispozitivelor de

tragere concentrată cu baghete, utilizarea platinele de închidere. Deși s-au făcut

progrese semnificative în acest domeniu în ce privește diversitatea formelor obținute,

acest tip de preforme se află deocamdată încă în stadiu de laborator.

Conturarea spațială se bazează pe trei metode:

utilizarea unor combinații de structuri sau evoluții diferite, care să prezinte o

dispunere diferită. Un astfel de exemplu este ilustrat în figura 3.15.a. Tricotul este

o combinație de zone semifang decalate. Deplasarea laterală efectuată după

fiecare rând va determina înclinarea în sensuri opuse a celor două tipuri de zone

și dispunerea 3D a tricotului – figura 3.15.b. Limitările acestor tricoturi se referă la

lipsa de omogenitate a proprietăților întregului material și diversitatea redusă de

forme.

utilizarea lungimii de ochi dinamice, zonele cu ochiuri de lungimi diferite

prezentând geometrii diferite. Ambele metode sunt restrictive și limitative. Din

acest motiv, preformele conturate spațial sunt produse cu a treia metodă.

tehnica tricotării de rânduri incomplete, cu menținerea ochiurilor pe acele

selectate să staționeze până în momentul reintroducerii în lucru - succesive sau

simultane. Prezența unui număr suplimentar de rânduri determină modificarea

dispunerii plane a tricotului, în conformitate cu poziționarea, forma și dimensiunile

zonelor de rânduri incomplete. Ca evoluții de bază se pot utiliza glat și patent, cea

mai des întâlnită fiind evoluția glat.

Preformele conturate 3D pot fi clasificate având în vedere tipul tricotului supus

conturării:

tricoturi plane, indiferent de legătura utilizată – se pot obține forme extrem de

diverse, de la spirale, la semisfere, sfere complete sau cuburi.

tricoturi tubulare, a căror conturare spațială creează tuburi cu diverse geometrii,

utilizabile ca preforme pentru materiale compozite destinate tuburilor de

canalizare.

Proiectarea și realizarea acestui tip de preforme implică convertirea formei 3D finale

la forma plană inițială, numită desfășurata tricotului. Indiferent de tipul tricotului, plan

sau tubular, desfășurata prezintă zonele de conturare spațială dispuse astfel încât să

se obțină forma dorită.

Tricoturi plane conturate tridimensional

În cazul unei preforme cuboide, realizarea conturării necesită unele modificări în

arhitectura cubului. Forma și desfășurata unui cub (figura 12) este alterată, pentru a

permite tricotarea incompletă (figura 13). Raport științific


41

Figura 12. Desfășurata unui cub și modul de asamblare la margini

Figura 13. Desfășurata tricotului și dispunerea tridimensională finală

Utilizând aceeași metodă, tricotul poate fi ranforsat prin introducerea de fire

suplimentare de urzeală și de bătătură. Prezența ambelor tipuri de fire determină o

dispunere uniformă pe întreaga suprafață a cubului, cu influență asupra comportării

omogene a preformei. Inserarea firelor în structura glat se face în etape,

determinând o structură stratificată. Producerea preformei cuboide menține aceeași

desfășurată a tricotului, aspectul preformei fiind prezentat în figura 14.

Figura 14. Preformă cuboidă produsă în structură glat

cu fire suplimentare de urzeală și bătătură [33]

Alte exemple de preforme obținute prin tricotare plană includ semisfere și sfere,

precum și discuri și spirale. În cazul preformelor semisferice, cele mai ilustrative

produse sunt căștile, fiind exemplificată în figura 15 o astfel de cască realizată din

fibre aramidice. Liniile trasate în forma teoretică reprezintă zonele de conturare prin

tricotare incompletă. Raport științific


42

Figura 15. Cască din fibre aramidice – formă teoretică,

desfășurată și aspect al preformei finale

În figura 16 se prezintă desfășurata și aspectul final al unei preforme discoidale,

produsă în structură glat ranforsată cu fire de urzeală și de bătătură.

Figura 16. Preformă discoidală – desfășurata și aspectul final

Tricoturi tubulare conturate tridimensional

Conturarea tricoturilor tubulare prin tricotare incompletă conduce la obținerea de

tuburi în U sau de tuburi în T. Tuburile în U sunt tuburi de secțiune constantă, cu

dispunere curbată, datorată unei secvențe de zone de conturare prin tricotare

incompletă. Dimensiunile și numărul de repetiții al acestor zone determină gradul de

curbură al tubului. Figura 17 prezintă desfășurata și aspectul unui tub în U, realizat

din fibre de sticlă.

Figura 17. Tub în U, realizat din fibre de sticlăRaport științific


43

Tuburile conturate în T sunt caracterizate de două zone distincte, cu lățime de lucru

diferită. În prima zonă tricotarea se realizează independent pe cele două fonturi, pe

numărul maxim de ace. La terminarea acestei zone are loc o îngustare, simetrică

sau asimetrică la marginile tricotului, de tip simultan sau succesiv. După terminarea

operației de îngustare se continuă tricotarea pe acele rămase în lucru, de această

dată tricotându-se tubular.

Pentru a realiza îngustarea simultană se folosește tehnica încheierii prin tricotare –

”bind-off”, exemplificată în figura 18 pentru un tricot tubular.

Avantajul acestei metode este capacitatea sporită de conturare a tricotului, fără zone

suplimentare care ulterior trebuie îndepărtate. Totuși, în cazul firelor de modul înalt,

precum sticla, încheierea prin tricotare ridică probleme de calitate, datorită fragilității

extreme a firelor. Această fragilitate, în condițiile transferurilor succesive, determină

distrugerea masivă a filamentelor din fire și implicit scăderea rezistenței la solicitări.

Figura 18. Exemplificarea metodei de îngustare succesivă –

tehnica de ”bind-off”

Îngustarea succesivă permite tricotarea unei zone suplimentare care leagă cele

două tuburi perpendiculare. Şi în acest caz, încheierea se face prin tricotare. Figura

19 ilustrează două tuburi în T, produse cu fibră de sticlă, cu și fără zonă

suplimentară.

Figura 19. Tuburi conturate în T, fără și cu zonă suplimentară de îngustare

3.3.4. Tricoturi sandwich

Un tricot sandwich este compus din două straturi exterioare tricotate, independente

între ele, legate prin fire sau prin straturi tricotate, definiție care este ilustrată în figura

20. Raport științific


44

Figura 20. Tricot sandwich – principiu constructiv

Tricoturile sandwich cu legătură prin fire nu sunt dezvoltări recente, fiind realizate cu

ambele tipuri de tehnologii, în cazul tricoturilor din bătătură atât pe mașini rectilinii,

cât și pe mașini circulare. Tricoturile sandwich cu legătură prin straturi tricotate au

apărut ca urmare a dezvoltării tehnologiei mașinilor rectilinii electronice și

deocamdată sunt încă în stadiu experimental, cu potențial de a fi utilizate ca

preforme pentru materiale compozite avansate.

Tricoturi sandwich cu legătură prin fire

Realizarea unor astfel de tricoturi presupune tricotarea separată a celor două straturi

exterioare și legarea lor prin depunerea de fire pe ambele fonturi, fără a produce

ochiuri.

Cele mai cunoscute tricoturi sandwich cu legare prin fire sunt produse pe mașini de

tricotat din urzeală de tip raschel cu două fonturi pentru structuri pluș tăiat. Principiul

de lucru constă în utilizarea grupată a barelor cu pasete, astfel încât primul și ultimul

grup să producă tricoturile exterioare separate, iar grupul inermediar să depună firele

de legătură pe ambele fonturi. Bineînțeles, după ce tricotul (ansamblul) este scos de

pe mașină, nu mai este secționat și separate cele două tricoturi.

Figura 21. Poziția relativă a organelor de producere a ochiurilor – RDPLM 6 (Karl Mayer) Raport științific


45

Structura straturilor exterioare depinde de proprietățile impuse de destinație: închisă

sau deschisă. În cazul structurilor închise (figura 22), evoluția de fond este în general

consolidată cu fire de bătătură. Ultimile modele apărute sunt dotate cu trei bare cu

pasete pentru fiecare strat exterior, fiind posibil să se lucreze cu năvădire plin, ceea

ce permite mărirea gamei de desene și efecte care se pot obține.

Figura 22. Tricot sandwich cu straturi exterioare cu structură închisă

Tricoturile din urzeală sandwich sunt caracterizate de o voluminozitate foarte mare în

raport cu masa relativ redusă, determinând o permeabilitate la aer sporită. Grosimea

finală a tricoturilor variază între 1,5 și 10 mm, funcție de ecartamentul fonturilor.

Pentru aplicații speciale se poate ajunge până la 60 mm grosime. Firele care

realizează conexiunea pot fi de diferite tipuri. Des utilizate sunt firele

monofilamentare, cu o comportare deosebită la compresiune, transmisă întregului

ansamblu.

Ca domenii de aplicații mai des menționate, tricoturile din urzeală sandwich pot fi

utilizate în: medicină (ortopedie, terapii de reabilitare, saltele speciale); aplicații care

necesită proprietăți de noninflamabiltate; industria automobilelor, ca material de

tapiserie; industria de încălțăminte.

Tricoturi sandwich cu legătură prin fire se pot realiza și utilizând tehnologiile de

tricotare pe direcția bătăturii. Grosimea tricoturilor este redusă, fără posibilități de

mărire, ceea ce implică o limitare. Din punct de vedere structural și constructiv, nu

există diferențe între tricoturile sandwich produse pe mașini rectilinii și cele realizate

pe mașini circulare. Din punct de vedere tehnologic, dezvoltările aduse

mecanismelor mașinilor rectilinii permit prelucrarea firelor de modul înalt de tip

sticlă, carbon sau aramidă și în consecință obținerea unor tricoturi sandwich

utilizabile ca material de ranforsare pentru compozite.

Cel mai simplu tricot sandwich este alcătuit din două straturi glat, legate în rânduri

prestabilite de fire ancorate în structură – figura 23. Raport științific


46

Figura 23. Tricot din bătătură sandwich cu evoluții glat

Independența straturilor exterioare reclamă structuri cu evoluții de bază glat: glat,

glat derivat sau glat cu fire suplimentare, în general fire de căptușeală. În cazul

introducerii firelor de căptușeală se obțin tricoturi caracterizate de o compactitate

mărită, o grosime de asemeni mărită, precum și o extensibilitate redusă.

Tricoturi sandwich cu legătură prin straturi tricotate

Legarea tricoturilor sandwich prin straturi tricotate oferă avantaje în ce privește

obținerea de forme complexe și grosimea ansamblului. Producerea acestor tricoturi

necesită condiții speciale referitoare la tragere, singura tehnologie care le

îndeplinește fiind cea a mașinilor rectilinii electronice de tricotat pentru tricoturi din

bătătură.

Principiul de bază al producerii tricoturilor sandwich cu legătură prin fire este similar

celui utilizat pentru structuri sandwich cu legătură prin fire – figura 24. Se începe cu

tricotarea a două tricoturi independente pe cele două fonturi, iar la un anumit

moment acest proces se oprește și se începe tricotarea stratului de legătură. După

încheierea acestuia și realizarea conexiunii între straturile exterioare se continuă

tricotarea acestora din urmă.

Figura 24. Schema de lucru pentru un tricot sandwich cu strat de legătură glat

Figura 24 ilustrează un aspect important al condițiilor restrictive implicate de

structurile sandwich. Tricotarea stratului de legătură reclamă staționarea cu

menținerea ochiurilor pe ace un număr de rânduri, ceea ce determină tensiuni Raport științific


47

extrem de puternice în tricoturile exterioare, împiedicând desfășurarea normală a

tricotării. Din acest motiv este preferabil să se lucreze pe ace selectate 1:1 – acele

impare sunt folosite pentru tricoturile exterioare și acele pare pentru stratul de

legătură. Tensiunea introdusă prin staționarea tricoturilor independente este

diminuată și controlabilă prin tragerea concentrată. Evident, compactitatea tricoturilor

este diminuată, cu influențe negative asupra comportării mecanice și a cantității de

fibră în matricea compozitului.

În primul rând din stratul de legătură se lucrează pe toate acele unei fonturi, acele

impare producând ochiuri, iar acele pare bucle de început, realizând în acest mod

conexiunea cu primul tricot exterior. Conexiunea cu al doilea tricot exterior se face

(în acest caz, al stratului de legătură structură glat) prin transferul ochiurilor finale pe

acele impare ale celeilalte fonturi.

Caracterizarea acestor tricoturi sandwich are în vedere tipul stratului de legătură și

modul de dispunere:

1. straturi unice

2. straturi duble

Tricoturi sandwich cu straturi unice de legătură

Straturile unice de legături sunt straturi obținute prin tricotarea unui singur tricot, pe

una sau pe ambele fonturi. Startul de legătură glat (figura 3.30) este cel mai frecvent

întâlnit și care permite tricotarea unui număr sporit de rânduri în stratul de legătură.

Dezavantajele sunt legate de compactitatea scăzută a tricotului de legătură.

În cazul structurilor pe două fonturi – patent și interloc, compactitatea este

îmbunătățită, cu limitări în ce privește numărul de rânduri posibil de tricotat. Figura25

exemplifică schema de tricotare a unui strat de legătură unic în structură patent.

Figura 25. Schema de lucru pentru un strat de legătură patent

Dispunerea straturilor de legătură unice se poate face: orizontal, înclinat sau în

combinație, așa cum este prezentat în figura 26. Raport științific


48

Figura 26. Modalități de dispunere a straturilor de legătură unice

Dispunerea orizontală (1) se obține prin tricotarea stratului de legătură în timp ce

tricoturile exterioare staționează. Tricotarea unui număr suplimentar de rânduri întrunul din tricoturile independente, anterior stratului de legătură sau pe durata

producerii acestuia, pentru a micșora tensiunea introdusă determină dispunerea

înclinată a stratului de legătură. Numărul rândurilor suplimentare determină unghiul

de înclinare a stratului de legătură. Aspectul transversal al acestor tricoturi cu starturi

de legătură unice orizontale și înclinate este prezentat în figura 27.

Figura 27. Aspectul tricoturilor sandwich cu straturi de legătură unice orizontale și înclinate

Tricoturi sandwich cu straturi de legătură duble

Straturile de legătură duble sunt alcătuite din două tricoturi, produse independent pe

acele pare ale celor două fonturi, unite într-un anumit punct sau într-o zonă.

Legătura de bază pentru straturile duble este limitată la glat. Schema de lucru de

bază pentru tricotarea unui strat de legătură dublu este ilustrată în figura 28.

Conexiunea între componentele stratului se realizează prin unul sau mai multe

rânduri patent. Conexiunea cu un singur rând crează un strat în formă de X (1), în

timp ce mai multe rânduri patent vor determina o zonă de conexiune extinsă,

modificând forma stratului (2) – figura 29. O altă variantă posibilă este producerea

decalată a celor două tricoturi din strat, așa cum este ilustrat în (3). Raport științific


49

Figura 28. Schema de lucru pentru un strat de legătură dublu

Figura 29. Tipuri de straturi de legătură duble

Figura 30 ilustrează aspectul secțiunii unor tricoturi sandwich cu straturi duble de

legătură.

Figura 30. Aspectul tricoturilor cu straturi de legătură duble Raport științific


50

2. Caracterizarea stării de tensiune a tricoturilor din

bătătură cu legături de bază

Definirea stării de tensiune în cazul materialelor textile este o etapă extrem de

importantă în proiectarea unor structuri care să satisfacă funcțiile tehnice ale unui

produs, specifice destinației sale.

Comportarea mecanică a materialelor/produselor textile reprezintă un domeniu de

studiu care a atras un număr mare de specialiști, atât în domeniul textil, cât și cel

mecanic. Problema este cu atât mai dificilă cu cât structurile textile au o sunt

materiale anizotrope și au o comportare mecanică diferită de cea a materialelor de

tip metal, plastic, etc.

Din punct de vedere mecanic, comportarea la solicitarea de tracțiune este una din

cele mai des abordate probleme în mecanica textilelor. Modul în care

materialul/produsul textil se comportă la tracțiune permite caracterizarea rapidă și

eficientă a tricotului, echipamentul utilizat este simplu și se pot obține multe informații

despre modul în care se comportă materialul/produsul.

Tricoturile sunt structuri cu geometrie complexă, diferite de țesături, caracterizate de

buclarea succesivă (pe direcție transversală, în cazul tricoturilor din bătătură) a

firelor, așa cum se ilustrează în figura 2.1.

Figura 2.1. Principiul tricotării pe direcție transversală

Buclarea firelor și transformarea lor în ochiuri de tricot generează o geometrie

specifică diferită de țesături, la care firele sunt doar ușor încovoiate în punctele de

contact între firele celor două sisteme. Arhitectura complexă a structurilor tricotate

ridică probleme în modelarea comportării mecanice a acestora.

Datorită modului particular de dispunere a firelor, tricoturile din bătătură sunt

caracterizate de deformări semnificative sub acțiunea unor forțe mici. Această

caracteristică face ca, în comparație cu celelalte tipuri de materiale textile (țesături și

materiale nețesute) tricoturile să prezinte o elasticitate și extensibilitate deosebite,

precum și o capacitate de preluare a formelor 3D. Raport științific


51

Din punct de vedere mecanic, modelarea tricoturilor presupune:

Caracterizarea fizică și mecanciă a materiei prime (firelor)

Modelarea geometriei materialelor tricotate (structură și parametri de

structură)

Modelarea comportării mecanice a tricoturilor

Evaluarea modelului elaborat și validarea acestuia.

Modelarea comportării mecanice a tricoturilor (materialelor textile, în general) se

poate structura la trei nivele:

1. nivelul micromecanic al fibrelor – numărul enorm de fibre și complexitatea

dispunerii acestora face ca modelarea la acest nivel să fie extrem de dificilă, astfel

încât numai cele mai simple probleme pot fi abordate.

2. nivelul micromecanic al firelor – firele sunt considerate continuumuri cu

propropietăți mecanice cunoscute.

3. nivelul macromecanic al materialului tricotat – se consideră structura tricotului,

definit ca un material 2D cu anumite proprietăți mecanice.

2.1. Prezentarea nivelului actual în domeniul modelării comportării

mecanice a tricoturilor

Există un număr semnificativ de încercări de a modela comportarea mecanică a

tricoturilor, atât cele din bătătură, cât și pentru cele din urzeală. Cea mai des

abordată modelare a fost cea a comportării la solicitarea de tracțiune [14]. Din punct

de vedere structural, modelarea s-a realizat în baza structurii glat, caracterizată de

cea mai simplă geometrie a firului în ochi. Din acest motiv, se vor trece în revistă și

se vor comenta modelele existente privind solicitarea de tracțiune și ulterior se vor

exemplifica câteva modele considerate reprezentative.

Definirea geometriei tricoturilor se face considerând starea relaxată a acestora. Cele

mai multe modele folosesc geometria ochiului definită de Pierce, deși se întâlnesc

modele care au la bază modelul geometric Dalidovici. Modelele geometrice ale

tricoturilor consideră că ochiul prezintă o geometrie stabilă – arce de cerc/elipsă și

segmente de dreaptă, ceea ce permite exprimarea lungimii de fir din ochi în

conformitate cu ipotezele făcute. În aceste modele, firul se consideră a avea o

secțiune circulară, ipoteză care este nerealistă, datorită:

1. structurii firelor – firele filamentare au o secțiune eliptică sau lenticulară, numai

firele filate pot porni de la această ipoteză.

2. forma secțiunii transversale a firelor se modifică – din cauza strivirii firelor în

punctele de contact și din cauza forțelor de compresiune care apar în ochi pe

durata solicitării

Modelele geometrice au stat la baza definirii celulei de bază pornind de la starea

relaxată a tricotului, parametrii de structură fiind definiți în baza studiilor

experimentale realizate pe anumite tipuri de tricoturi – de exemplu Peirce (1947);

Doyle (1953); Leaf și Glaskin (1955); Shinn (1955); Postle și Munden (1967); de

Jong și Postle (1977); Grosberg (1960. 1964).

Cei mai mulți autori [8, 14, 20, 21, 22, 23] au abordat studiul materialelor tricotate

supuse unor solicitări exterioare prin prisma analizei forțelor (Peirce, 1947; Raport științific


52

Konopasek, 1960; Olofsson, 1964; Hepworth and Leaf, 1970; Shanahan and Postle.

1973; Hepworth, 1978, 1980, 1982). Firul este considerat ca o bară elastică, cu o

comportare corespunzătoare. Ochiul de tricot este împărțit în segmente, la capetele

cărora acționează forțe și momente. Analiza forțelor implică rezolvarea unor sisteme

de ecuații non-lineare de echilibru. Din acest motiv, astfel de modele folosesc

ipoteze simplificatoare, care le restricționează validitatea.

Hepworth și Leaf (1976) au luat în considerare o structură ideală, formată din fire

inițial dispuse drept, considerate inextensibile și incompresibile. Modelul propus,

care definea geometria inițială a ochiului, se baza pe ecuații de echilibru ale buclei

supusă forțelor externe. Aceste forțe apar din cauza fragmentării ochiului (forțele de

reacție de la capetele segmentelor constituente ale celulei) și din solicitările externe

care rezultă din compresia fir-fir în zonele de contact și din strivirea ochiurilor.

Hepworth a folosit aceleași ecuații pentru a modela comportarea la tracțiune pe

ambele direcții (direcția rândurilor și a șirurilor). Una din principalele ipoteze a

modelelor Hepworth este că, pe durata deformării, punctele de contact au aceeași

poziție în ochi ca în cazul stării relaxate. Deși firele sunt considerate inextensibile și

incompresibile, este posibilă introducerea unor restricții cinematice care să anuleze

deplasarea firelor în punctele de contact, menținând astfel integritatea celulei (sfert

de ochi). S-a preferat introducerea unor „forțe echivalente”, care să simuleze forțele

de reacție din punctele de contact.

Metoda minimizării energiei a fost aplicată prima dată de Jong și Postle (1977, 1978)

și de Postle et all. (1988), care au studiat tricoturi solicitate la forțe reduse. Ecuațiile

de echilibru și condițiile de boundary au fost definite fără restricții privind legarea

buclelor succesive în ochiuri. Pentru a simula compresia firelor s-a introdus o zonă

de contact între fire în locul unui contact punctual.

Trebuie subliniat că modelele obținute de Hepworth (1976, 1978) și de Jong și

Postle (1977) nu sunt potrivite unor analize și dezvoltări ulterioare.

Kawabate et al. (1970) a dezvoltat un model teoretic pentru solicitarea de tracțiune

biaxială a tricotului glat Modelul presupunea că tricotul este deformat atâat de puțin,

încât firul nu este tensionat. Forța de tracțiune rezulta din zona de încovoiere și din

zona deformată.

Wu (1994) propune un model al deformării tricotului glat, considerând tricotul alcătuit

din celule hexagonale, prezentate în figura 2.2 [26]. Raport științific


53

Figura 2.2. Celula hexagonală a tricotului – modelul Wu

Pentru a defini poziția de echilibru a sistemului forțele acționând în fiecare punct al

celulei hexagonale s-au considerat a fi echilibrate. Caracteristicile mecanice ale

celulei au fost definite experimental. În plus, s-a introdus efectul de alunecare între

fire în zonele de contact, ceea ce a permis ajustarea modelului teoretic în raport cu

datele experimentale. Modelul teoretic are un nivel bun de precizie în cazul

solicitărilor de tracțiune cu forțe mici și alungiri mari.

Există, mai ales în ultima perioadă, un număr de modele care se ocupă de

deformarea tricoturilor. Cei mai mulți cercetători au folosit ipoteze detaliate privind

geometria inițială a ochiului de tricot. Modelele obținute sunt caracterizate de ipoteze

nerealiste privind mecanismul de deformare. În plus, acestea sunt restricționate de

tipul structurii (glat) și de condițiile solicitării (uniaxiale pe direcția rândului, biaxiale,

etc).

Pentru o modelare cât mai precisă a deformării tricoturilor este necesară o analiză a

condițiilor de boundary. Un număr de cerectători au încercat să rezolve problema

considerând deformarea fiecărui fir din structura tricotului (Hepworth și Leaf, de Jong

și Postle). Acest tip de analiză este restricționată de imposibilitatea împărțirii în

elemente mici. O soluție a problemei ar fi analiza cu element finit.

2.2. Prezentarea unor modele mecanice pentru comportarea la

tracțiune a tricoturilor din bătătură

În cele ce urmează se vor prezenta câteva din modelele teoretice existente,

considerate a fi reprezentative.

2.2.1. Modelul Shanahan și Postle

Modelul Shanahan și Postle [23] se bazează tot pe analiza forțelor din ochiurile de

tricot glat, considerat inițial în stare de relaxare. Acest model diferă de modelele

precedente prin:

1. considerarea unei geometrii 3D stricte a ochiului de tricot, fără aproximări

empirice. Raport științific


54

2. Modelul empiric al distribuției forțelor și momentelor este înlocuit cu o distribuție

care rezultă din modificarea poziției firelor în bucle necesare pentru legarea în

ochiuri.

Modelul se bazează pe următoarele ipoteze simplificatoare:

1. firul se consideră o bară elastică cilindrică, cu un diamteru al secțunii

transversale d, a cărei poziție de energie minimă este linia dreaptă.

2. distribuția forțelor de reacție se înlocuiește cu o forță și un nmoment care

acționează într-un punct.

3. tricotul se consideră a avea o dispunere perfect plană și este alcătuit din ochiuri

simetrice și identice, cu direcția rândului și a șirului perpendiculare.

4. distanța minimă BB” din planul tricotului este egală cu diametrul firului d.

5. distanța perpendiculară la planul tricotului II” definită între axele firului (punctele

de contact) este de asemenea egală cu diametrul firului.

6. direcția vectorului momentului se considră perpendiculară la tangenta dusă în

punctul B.

Ochiul este divizat, considerându-se sfertul de cerc ca fiind celula de bază, așa cum

rezultă din figura 2.3. Celula definită și coordonatele acesteia sunt apoi folosite

pentru analiza teoretică. Celula este divizată în segmente, la capătul cărora se

atașează forțe și momente.

Figura 2.3. Geometria ochiului și coordonatele sistemului definit

1. Segmentul BCD

Segmentul BCD este definit ca un arc de cercplasat într-un plan înclinat față de

planul tricotului. Se consideră că firul din segment nu este torsionat pe lungimea sa.

Dacă nu este solicitat, forța P nu acționează și la capetele segmentului se consideră

doar momente M, perpendiculare la planul în care se află segmentul. Astfel,

segmentul BCD are o dispunere circulară, în plan.

Momentul M se definește ca:

B B Mcosψ PX , M=IIMII (2.1) Raport științific


55

Unde: ψB unghiul înclinării planului BCD în raport cu planul tricotului

XB este coordonata punctului B pe axa X

PXB este componenta pe axa X a forței P definite în punctul B al segmentului

B`AB.

Raza secțiunii arcului BCD este:

M

B

R (2.2)

Unde B este rigiditatea la încovoiere a firului.

Ecuațiile care definesc configurația segmentului sunt:

B B B

RXX cossin ψε R cossin ψη

B B B

RYY cossin ψε R cossin ψη (2.3)

B

RRZZ cos cos

2. Segmentul B’AB

Datorită simetriei segmentului, este suficient să se analizeze porțiunea AB. În

punctul B acționează forța P, pe direcția Z, cuplul de momente Mz și Mx și un cuplu

de forțe mdin segmentul BCD. În punctul acționează aceleași forțe și momente, dar

de sens opus, cu excepția componentei Y a PXB, ceea ce face ca în simetrie

componenta curburii în raport cu axa Y să fie 0. Se consideră axele Txyz mobile,

atașate punctului T, care se deplasează de-a lungul segmentului, astfel încât axa

firului este tangentă la axa Z. Axele X și Y coincid cu axele de torsiune/încovoiere

din secțiunea transversală.

Orientarea relativă a celor două seturi de axe se poate defini cu ajutorul următoarei

matrici (figura 2.4), unde l

i

, mi și ni sunt cosinusurile unghiurilor dintre axe, care pot fi

determinate ca unghiuri euleriene ψ, θ și φ (figura 2.5):

X Y Z

l1 m1 n1 x

l2 m2 n2 y

l3 m3 n3 z

Figura 2.4. Matricea pentru definirea orientării axelor

Figura 2.5. Obținerea unghiurilor euleriene prin rotirea axelor

a) în jurul axei Z cu un unghi ψ; b) în jurul noii axei Y cu un unghi θ; c) în jurul noii axe Z cu

un unghi φRaport științific


56

Ecuațiile de echilibru considerate pentru o bară elastică încovoiată și torsionată de

forțe și momente aplicate la capetele ei, în condițiile în care rigiditățile la încovoiere

sunt egale, se exprimă ca:

C)kB(k 2Pcosθ constant L'

2

τ

2

2

2

1

Cτ

constant N (2.4)

2211 τ 3 Mz

nC)nknB(k constant

Unde B este rigiditatea la încovoiere a firului, iar C este rigiditatea torsională a firului.

Pentru rezolvarea ecuațiilor (2.4), lungimea arcului AB s trebuie exprimată ca funcție

de unghiurile ψ, θ și φ. Configurația axei longitudinale a firului din segment se

determină prin integrarea ecuațiilor:

cos

sinsin

cossin

3

3

3

n

ds

dZ

m

ds

dY

l

ds

dX

(2.5)

Prin sistemul de ecuații se exprimă ca:

(

p

ml

)u

p

pnm

()u

2p

nl

(2p(u

1

du

ds

2

2 z z

2

3

(2.6)

Unde u=cosθ.

Integrarea ecuației (2.6) de modul în care factorizează polinomul cubic de la numitor.

Cele trei rădăcini ale polinomului sunt cosα, cosβ și coshγ. Modul de factorizare ales

este ilustrat grafic în figura 2.5.

Figura 2.5. Reprezentarea grafică a polinomului cubic

În final, lungimea arcului AB se poate exprima prin:

)cos(cos

sin(cos

2

1

cd

p

sB

(2.7)

Determinarea forțelor și momentelor

Conform ipotezei 4, distanța minimă BB” din planul tricotului este egală cu diametrul

firului d. Distanța dintre punctele corespunzătoare este: Raport științific


57

2

21

2

21

δ )Z(Z)X(X (2.8)

Unde X1 și Z1 se referă la segmentul BC și X2 și Z2 se referă la segementul B”C”.

Rezultă:

(cos4 cos(coscossinsincos)1 sin

)(

)(2

)(

)(2

(

2 2

21

21

21

21

B B B

R R ZR

d

ZZd

ZZ

d

XXd

XX

d

d

(2.9)

Unde:

2

21

2

21

ZZXX )()(

d

d

d

d

1

1

2

1

Ecuația (2.9) este zero atunci când δ1 este minim. Soluția ecuației poate fi obținută

prin metode numerice, determinând astfel δ1.

Ipoteza 5, referitoare la dispunerea firelor în ochiuri la legarea acestora, afirmă că

distanța perpendiculară la planul tricotului II” definită între axele firului (punctele de

contact) este de asemenea egală cu diametrul firului. Coordonatele punctului I se

află rezolvând sistemul de ecuații:

B

B B B

ZRRZ

RXX R

cos cos

cossin cossin

(2.10)

0

0

cos

cossin

Z ds

X ds

(2.11)

Cunoscând valorile pentru β și ε se pot calcula lungimea de fir din ochi și diametrul

firului, ceea ce permite determinarea mai precisă a forțelor P și momentelor M decât

prin stabilirea acestora pe cale experimentală.

Energia potențială din ochi

Cantitatea de energie potențială din ochi se exprimă prin:

2 2

2

2

1

2

1

)(_

2

1

CkkB

ds

dE

(2.12)

Energia potențială a segmentului AB este dată de relația:

sB

AB

dsp

l

e

0

)cos

2

( (2.13)

Energia potențială a segmentului BC este dată de relația:

R

R

R

eBC

22

(

2

()

1

)

2

1 2

(2.14)

Energia totală a ochiului de tricot va fi:

s R

R

pZ

ls

eLU B B

B

(

2

()

2

(

2

)

2

(16

(2.15) Raport științific


58

2.2.3. Modelul Araujo, Fangueiro și Hong

Modelul se bazează pe modelul elastica (Pierce) și permite predicția comportării

tricoturilor tehnice, realizate din fire de înaltă performanță (sticlă), atât la solicitări

uniaxiale, cât și la solicitări biaxiale [8]. Modelul are în vedere tricoturi produse cu

evoluția glat.

Modelul pornește de la următoarele ipoteze:

1. tricotul glat este realizat din fire filamentare fără frecare, inextensibile, a căror

geometrie inițială este linia dreaptă și care pot fi considerate ca o bară elastică

omogenă. Acestă ipoteză nu concordă cu realitatea, dar motivele pentru care se

folosește sunt justificate de faptul că modelul se referă la deformări sub acțiunea

unor forțe mici (în comparație cu forțele necesare ruperii firelor), ceea ce

înseamnă că principalul mecanism de deformare este cel al redistribuirii firului în

ochi. Rezistența la alungire a tricotului depinde în principal de proprietățile firului

– rigiditate la încovoiere și rezistența la torsiune. În acest caz, comportarea la

frecare, tracțiune și compresiune sunt neglijabile. Al doilea motiv pentru a

introduce această ipoteză este că firele de sticlă, folosite pentru producerea

tricoturilor tehnice, sunt puțin extensibile.

2. Tricotul glat este format din ochiuri plane, cu geometrie identică. La tricotare și

ulterior la solicitarea de tracținue nu apar deformări plastice. Curba efort-alungire

ale tricotului este dată de modificările în configurația ochiului.

3. Două bucle succesive pe direcție longitudinală sunt caracterizate de zonele de

legare, în care firele intră în contact direct. Distanța dintre punctele B și B’ (vezi

figura 2.6), definite pe axa longitudinală a firelor, este egală cu un diamteru de fir.

Figura 2.6. Ochiul de tricot și celula considerată

4. Forțele de reacție din zona de legare produse de contactul dintre fire sunt

considerate forțe concentrate. Așa cum se observă în figura 2.7, forțele de

reacție R acționează în punctele B și B’, de-a lungul unei axe perpendiculare pe

secțiunea transversală a firelor. Această ipoteză este similară celei propuse de

Postle și Munden în modelul 2D [ ] și celei din modelul Shanahan și Postle [].

Totuși, modelul nu consideră punctul de aplicație și direcția forțelor R ca fiind

constante sau paralele cu direcția rândului de ochiuri. Ele se modifică cu

geometria ochiului. Astfel, se includ în model efectele fenomenului de alunecare

fir-fir din punctele de contact.

Modelul Araujo et al ia în considerare o celulă generată de un sfert de ochi (figura ).

Din punct de vedere geometric, celula poate fi definită folosind următoarele relații:

W / 4 = XB – (d / 2) cos(β - π/2) (2.16)

C / 2 = YB – (d / 2) sin(β - π/2) (2.17) Raport științific


59

XB - XA = (d / 2) cos(β - π/2) (2.18)

L / 4 = sAB + sBC (2.19)

Unde: W – pasul ochiului ,

C – înălțimea ochiului,

XA, XB and YB – coordonatele punctelor A și B în planul XOY,

d – diametrul firului

β – unghiul dintre tangenta la axa firului în B cu direcția orizontală,

L – lungimea de fir din ochi,

sAB și sBC – lungimea segmentelor AB și BC.

Sfertul de ochi este împărțit în două segmente – AB și BC, forța R aplicându-se în

punctul B (figura 2.7). Forțele din punctele A și C se determină considerându-se

simetria ochiului și starea de echilibru tensional. În punctul A se aplică numai forța P,

a cărei direcție în raport cu axa orizontală se modifică cu geometria ochiului. Forța P

are două componente, definite pe direcția orizontală Px și verticală Py. În punctul C

se aplică forța T (paralel cu direcția axei Ox) și momentul M.

Figura 2.7. Distribuția forțelor și momentelor în celulă

Pornind de la starea de echilibru, se pot determina ecuațiile pentru forțe și momente:

T = - P (sing tanβ + cosγ) (2.20)

M = P yÁB + yBC (sinγ tanβ + cosγ) (2.21)

unde: γ – unghiul dintre forța P și axa Ox, yÁB – distanța considerată perpendicular

dintre punctul B și direcția forței P, yBC - distanța considerată perpendicular dintre

punctul B și direcția forței T.

Segmentul AB

Pentru analiza segmentului AB se consideră modelul elastica, cu o singură forța

aplicată la capăt (figura 2.8). Raport științific


60

Figura 2.8. Distribuția forțelor în segmentul AB

Considerând un punct Q(x´, y´) pe segmentul AB se obține ecuația diferențială:

B dq´ / ds´ = P y´ (2.22)

unde B reprezintă rigiditatea la încovoiere a firului.

Prin integrarea ecuației 7 de la A la B rezultă:

xÁB = (B/ P)1/2

f (e1, j1B) - 2 e (e1, j1B) (2.23)

yÁB = 2 (B/ P)1/2

e1 cosj1B (2.24)

sAB = (B/ P)1/2

f (e1, j1B) (2.25)

unde:

α – unghiul dintre tangenta la ochi în punctul A și axa Ox,

e1 - cos((α -γ) / 2),

j1B - arcsin (cos((β - γ) / 2) / e1),

xÁB, yÁB – coordonartele punctului B în noul sistem de referință xÁy´,

f (e1, j1B) - F (e1, p / 2) - F (e1, j1B),

e (e1, j1B) - E (e1, p / 2) - E (e1, j1B).

Prin transformări se obțin următoarele ecuații:

XB - XA = xÁB cos γ - yÁB sin γ (2.26)

YB = xÁB sin γ + yÁB cos γ (2.27)

Segmentul BC

În analiza segmentului BC se include, pe lângă forța T și momentul de încovoiere M,

dispuse așa cum se prezintă în figura 2.9.

Figura 2.9. Distribuția forțelor și momentelor în segmentul BC

Considerând un punct Q (x, y) de pe segment se obține următoarea ecuație

diferențială:

B dq / ds = T y + M (2.28) Raport științific


61

Prin integrarea ecuației (13) de la C la B și prin eliminarea forței T și a momentului M

prin ecuațiile (5), (6) și (8) rezultă:

XB = (B / P) 1/2

(1 / k2 ) 1/2

[ (2 / e2

2

) E(e2, j2B) + 1 - (2 / e2

2

) F(e2, j2B)] (2.29)

sBC = (B / P)

1/2

(1 / k2)

1/2

F(e2, j2B) (2.30)

unde : k2 = 2 e1

2

cos2

j1B + k1 cosb,k1 = sinγ tanβ + cosβ, e2 = k1 / (k2 + k1)1/2

,

j2B = (b -p) / 2. F(e2, j2B) and E(e2, j2B) sunt integrale eliptice.

Ecuația generală care descrie configurația ochiului în orice moment este:

L / W = C4 / (C1- C3) (2.31)

L / C = C4 / (C2 + cotβ C3) (2.32)

L / d = 2 sinβ C4 / C3 (2.33)

unde: C1 = (1 / k2 )

1/2

[ (2 / e2

2

) E(e2, j2B) + 1 - (2 / e2

2

) F(e2, j2B) ]

C2 = sinγf (e1, j1B) - 2 e (e1, j1B) + 2 cosγe1 cosj1B C3 = cosγf (e1, j1B) - 2 e (e1, j1B) - 2

cosγe1 sinj1B

C4 = f (e1, j1B) + (1 / k2)

1/2

F(e2, j2B)

C1, C2, C3 and C4 se exprimă funcție de unghiurile α, β și γ

Ecuațiile (31 – 33) sunt ecuații nelineare, care nu au o soluție analitică, fiind

necesare metode numerice pentru rezolvarea lor. Dacă se cunosc parametrii de

structură ( L, W, C și d), unghiurile α, β și γ caracteristice solicitării pot fi evaluate

numeric.

2.2.3. Modelul Loginov et al.

Loginov, Grishanov și Harwood au creat un model care definește la nivel

micromecanic deformarea tricoturilor [14, 15, 16]. Abordarea modelului s-a făcut prin

prisma analizei cu element finit.

Principala caracteristică a tricoturilor (în special glat și patent) este că existența unei

forțe de întindere pe o direcție determină contracție pe direcția perpendiculară. Acest

fenomen este diferit de cel înregistrat în cazul materialelor clasice (metale, de

exemplu). Materialele tricotate sunt caraterizate de deformări considerabile la un

nivel redus al încărcării. În zona ruperii, dimensiunea perpendiculară direcției de

încărcare este minimă.

Totodată, materialele continue (cu excepția materialelor poroase) se opun

modificărilor de volum, raportul dintre deformarea axială εt și deformarea

transversală εn fiind constant pentru un anumit material. Pentru acest tip de

materiale, valoarea maximă a coeficientului Poisson fiind de 0,5. În cazul tricoturilor,

valoarea coeficientului lui Poisson poate ajunge la 0,63, așa cum a demonstrat de

Jong și Postle, ceea ce sugerează o comportare apropiată unui material izotropic

incompresibil. Modelul Luginov consideră tricotul ca având o structură discontinuă.

Structura tricoturilor poate fi ierarhizată în celule de bază, care sunt formate din

elemente constituente. Elementul finit considerat este alcătuit dintr-un număr de

celule de bază, fiecare element constituent având un set de proprietăți specifice.

Elementele constituente ale celulei de bază sunt caracterizate de condiții cinematice

și de încărcare care determină comportarea celulei ca un întreg. La rândul ei, fiecare

celulă este definită conform condițiilor care generează deformarea ansamblului

(tricotul). Raport științific


62

Dispunerea firului în ochiul de tricot poate fi descrisă de următoarele ecuații:

X

i

n, k = X

i

0, 0 + nBkn (2.34)

Y

i

n, k = Y

i

0, 0 + kAkn (2.35)

Unde: n = ( …. -1, 0, +1, ….) și k = ( …. -1, 0, +1, ….)

X

i

0, 0 și Y

i

0, 0 respectiv X

i

n, k și Y

i

n, k sunt coordonatele buclei și al oricărei

bucle din structura tricotului.

Din punct de vedere mecanic, o buclă nu reprezintă proprietățile mecanice ale

celulei de bază, deoarece în tricot bucla este restricționată de legarea de buclelel

anterioare și ulterioare. Astfel, rigiditatea efectivă a ochiurilor (bucle legate de bucle)

poate fi de 10

3

ori mai mare decât cea a buclei propriu-zise.

Loginov împarte tricotul în celule de bază, așa cum rezultă din figura 2.10.

Dimensiunile celulei corespunde pasul și înălțimii ochiului (Akn și Bkn).

Figura 2.10. Împărțirea tricotului în celule de bază

O celulă (celula 8 în figura .b) cuprinde următoarele elemente constituente:

Patru zone de contact dintre bucla (0,0) și buclele precedentă și ulterioară

(0,1) și (0, -1)

Trei zone libere pentru bucla (0, 0)

O zonă liberă pentru bucla (0, -1)

Transmiterea forței axiale de la elementele orizontale ale buclei la cele verticale este

restricționată de frecarea fir-fir din punctele de contact. Frecarea din punctele de

contact se consideră neglijabilă în raport cu forțele de tracțiune, ceea ce permite

neglijarea fenomenului de fluaj din tricot. Luginov propune diferite tipuri de modele

reologice (cu fluaj a și fără fluaj b) pentru tricot, ilustrate în figura 2.11. Raport științific


63

Figura 2.11. Modele reologice pentru tricot – cu fluaj (a) și fărăr fluaj (b)

Din acest motiv, se poate presupune că nu există forțe de frecare în punctele de

contact și că firul este liber să migreze în cadrul ochiului. Dacă firul ar fi considerat

ca o bară elastică cu grosime zero, acest lucru ar determina modificarea geometriei

celulei într-o formă liniară la aplicarea unor forțe reduse (figura 2.11).

Un factor important în menținerea formei celulei este compresia dintre fire. Dacă se

cunoaște rigiditatea la compresiune a firului în secțiune transversală este posibilă

definirea structurii tricotului conform schemei din figura 2.12. Celula de bază este

considerată ca având un contur închis, poziționat pe „scripeți”, care se pot mișca

liberi în plan. Arcurile din model reprezintă compresia dintre fire și rigiditatea la

deformare pe cele două direcții.

Figura 2.12. Schema modelului reologic pentru un ochi – starea inițială (a) și deformarea

celulei (b)

Zona liberă din buclă are o dispunere 3D, în mod normal nelineară și ale cărei

proprietăți mecanice pot fi asimilate unei bare elastice încovoiate supusă tracțiunii.

Pe măsură ce bara se îndreaptă, deformașiile încep să influențeze comportarea

sistemului. Procesul poate fi divizat în două etape: îndreptarea și tensionare (figura Raport științific


64

2.13. a, b și c). Pe durata etapei de îndreptare a barei/firului au loc numai deformații

de încovoiere, în timp ce în a doua etapă deformațiile sunt determinate de solicitarea

de tracțiune.

Figura 2.13. Mecanismul de deformare a unei bare încovoiate, supusă tracțiunii

Rigiditatea tensională a barei/firului D este o funcție de deformarea relativă εE iar

valoarea sa maximă se exprimă ca:

0

0

ε

E

S

L

D)(limDD

(2.36)

Unde: L0 = lungimea dintre capetele firului

S0 = lungimea inițială a arcului format de fir

ε

L

)S

ε

1

(1

L

(εε

0

0

0

(2.37)

Loginov divide modelul în trei elemente, pentru care crează modele bazate pe

minimizarea energiei:

Elementul fir

Elementul pe înălțime

Elementul helix

În cazul primului element, energia potențială Π a firului în ochiul de tricot poate fi

exprimată ca o integrală din poziția inițială în poziția dată prin deformare:

BA

s

Π ε(ε ddlD( ε 1)l( (2.38)

Unde A și B sunt puncte din planul l, ls, cu coordonatele (l0, 0) și (l, ls).

Modelarea elementului pe înălțime se referă la fenomenul de compresiune între fire

în zonele de contact. Energia potențială relativă este definită separat pentru fiecare

fir:

c

a

a

c c

dd

dddd

Ka

0

2

)(

(

2

)(

)()

* 0 0

(2.39)

Unde K este rigiditatea la compresiune a firului în raport cu lungimea sa, iar d0 și dc

sunt distanța inițială, respectiv curentă dintre axele firelor.

Comportarea firelor în zonele de contact este un fenomen complex, neuniformitatea

secțiunii transversale a firelor făcând practic imposibilă definirea marginilor zonelor Raport științific


65

de contact în analiza cu element finit. În plus, firul are o comportare nelieară. Pentru

rezolvarea problemei se fac următoarele ipoteze:

Firul are inițial o secțiune transversală circulară, de diametru D

Lungimea inițială a arcului Lh a fiecărei zone de contact (figura 2.10) se exprimă

printr-un algoritm

Dispunerea 3D a axei firului în zona de contact este aproximată cu un helix 3D cu

diamteru inițial egal cu cel al secțiunii transversale inițiale a firului D (figura 2.14).

Helixul prezintă o rotire de 1800 în jurul propriei axe (unghiul azimut ψ este egal

cu π și rămâne constant pe durata deformației)

Pe durata deformației, geometria 3D a axei firului se menține elicoidală,

modificarea diamterului fiind datorată compresiunii firelor în zona de contact

Pe durata deformării tricotului, helixul își variază lungimea arcului datorită forțelor

care acționează la capătul firelor în contact.

Proprietățile mecanice ale zonei de contact sunt asociate vertexurilor celulei de

bază, astfel încât orientarea helixului nu este critică.

Două helixuri, reprezentând două fire în zona de contact au formă identică,

diferența între unghiul azimut fiind de π. Ambele helixuri sunt deformate identic.

Figura 2.14. Geometria zonei de contact

Energia potențială a unui helix deformat se exprimă prin relația:

K) λ Kd τdτ

2

g

)d(

2

g

Π (KLrdrKL

τ

τ

τ

λ

χ

γ

r

r

h

h

chb ch

0 0 0 0

(2.40)

Unde Kc este coeficientul rigidității la compresiune fir-fir

Kλ este coeficientul rigidității la încovoiere a firului

Kτ este coeficientul rigidității la torsiune a firului

22

h

L Ψ pr (2.41)

Unde r și p sunt raza și pasul helixului. Energia potențială a helixului deformat poate

fi astfel exprimată prin coordonatele virtuale r și p. Raport științific


66

Pentru a crea modelul celulei de bază, elementele constituente modelate sunt

dispuse conform unor condiții de margine. Se consideră că contactul între elemente

are loc în noduri, care sunt definite prin:

iiiiiii

i

prssRqikp 21

,,,,

4:1

(2.42)

Unde Ri

este vectrul de poziție a celulei în 3D sau în 2D; s1i și s2i

sunt parametri

scalari, care definesc lungimea de fir redistribuită prin noduri; ri

, pi și λi

sunt parametri

adiționali ai helixului. Celula obținută și elementele constituente sunt ilustrate în

figura 2.15.

Figura 2.15. Structura celulei de bază în modelul Loginov Raport științific


67

3. Determinări experimentale ale stării de tensiune din

tricot

Pentru determinarea practice a stării de tensiune în tricot, în cazul structurilor cu

legături de bază s-a realizat un program experimental care reflectă factorii de

influență considerați semnificativi pentru starea de tensiune a ochiurilor. Acești

factori sunt legați de fir și de procesul tehnologic de tricotare. Programul

experimental după care au fost realizate și testate mostrele de tricot corespunde

matricii factorilor care generează stări de tensiune prezentate în partea a doua a

lucrării, care se referă la modelarea stării de tensiune din tricot.

Din punct de vedere al materiei prime, au fost selectate două tipuri de fire cu

proprietăți și utilizare diferite și anume:

1. un fir PNA 100%, răsucite, Nm 28/2/3, folosit la realizarea produselor de

îmbrăcăminte. Corespunzător fineții utilajului de tricotare, s-au utilizat 3 fire

alimentate în paralel.

2. un fir polifimanetar PES de înaltă tenacitate 2x1110/100 dtex, utilizat în aplicații

tehnice. S-au alimentat două fire de PES 1110 dtex alimentate în paralel.

Cele două tipuri de fire au o comportare mecanică diferită, ilustrată în studiul referitor

la proprietățile mecanice ale firelor prezentat anterior (rezistență la întindere,

coreficient de frecare fir-fir, rigiditate la încovoiere). S-a optat pentru o finețe similară

pentru cele două tipuri de fire folosite (Nm 28/2/3 ↔ 2x110 tex).

Un alt set de variabile au fost considerate la nivelul procesului de tricotare, fiind aleși

ca variabile de intrare următorii parametri tehnologici:

1. poziția camei de buclare (corespunzătorare adâncimii de buclare) – acest

parametru are cea mai mare influență asupra desimii pe verticală a tricoturilor și

implicit asupra compactității acestora.

Reglajul camei de buclare s-a realizat în intervale specifice legăturii și tricotabilității

firelor. În cazul firelor de PES de înaltă tenacitate, așa cum se va prezenta pe larg în

cadrul caracterizării tricoturilor obținute, valoarea superioară a poziției camei de

buclare a determinat, în special în cazul valorii inferioare a tensiunii în fir la

alimentare, obținerea unor ochiuri prea mari, cu dispunere extrem de neuniformă,

ceea ce a justificat introducerea unei noi valori pentru cama de buclare.

2. tensiunea în fir la alimentare – este un factor determinant în stabilirea lungimii

de fir din ochi. Cu cât tensiunea în fir la alimentare este mai ridicată, cu atât

lungimea de fir din ochi este mai mică.

Alegerea tensiunii în fir la alimentare ca variabilă de intrare este justificată de

importanța acestui factor în procesul de tricotare. Numeroase referințe bibliografice Raport științific


68

indică cei doi parametri tehnologici ca având cea mai mare influență asupra

procesului de tricotare și asupra tricotului.

Intervalele de variație considerate au fost diferite pentru cele două fire, funcție de

rezistența lor mecanică specifică. Varierea tensiunii s-a realizat folosind dispozitivul

de alimentare (figura 3.1), folosindu-se câte un dispozitiv pentru fiecare fir alimentat.

Dispozitivele au fost reglate pentru două trepte de tensiune – o valoare scăzută și o

valoare apropiată valorii maxim posibile. Pentru fiecare nivel al tensiunii de

alimentare s-a considerat un interval de variație de 2 cN, interval care include

variațiile tensiunii în fir introduse în principal prin operația de bobinare.

Figura 3.1. Dispozitiv de alimentare a firelor

Pentru măsurarea tensiunii în fir s-a folosit un aparat IRO Memminger (figura 3.2),

determinându-se o valoare medie a tensiunii (modul de lucru Average). Valoarea

aleasă pentru tensiune nu este precizată unitar, ci folosindu-se un interval de 2 cN,

pentru a putea include principalele variații ale acesteia, cauzate de variațiile

tensiunale rezultate în urma bobinării.

Figura 3.2. Determinarea tensiunii în fir la alimentare

Datorită deplasării alternative continue a saniei cu lacăte, specifică mașinilor

rectilinii, nu a fost posibilă determinarea tensiunii exact înainte de zona de tricotare.

S-a optat pentru o zonă poziționată după dispozitivul cu role de fricțiune, folosit la

alimentarea firelor de PES de înaltă tenacitate. Datorită rigidității ridicate,

alimentarea firelor PES HT nu este posibilă fără un dispozitiv de alimentare cu

fricțiune.

Tabelul 3.1. ilustrează modul de organizarea a experimentului pentru caracterizarea

stării de tensiune a tricoturilor, precizând valorile selectate pentru variabilele de

intrare. Rezultă câte patru variante experimentale pentru fiecare tip de structură, în Raport științific


69

cazul firelor PNA. Valorea intermediară pentru poziția camei de buclare în cazul

tricoturilor realizate din fire PES HT s-a introdus ulterior, din motive care vor fi

justificate în cadrul subcapitolului privitor la testarea caracteristicilor mecanice a

tricoturilor și care țin de modul în care s-au comportat tricoturile. Din această cauză,

pentru cele trei legături studiate produse cu fire PES HT corespund șase variante

experimentale.

Tabel 3.1. Organizarea experimentului

Variabile inițiale

Poziție camă de buclare NP

x2

Tensiune în fir la

alimentare Ta [cN]

x3

Structură

Materia

primă

x1

Minim Mediu Maxim Minim Maxim

PNA 11.5 - 12.5 11-13 22-24

1 Glat

PES HT 11.5 12.0 12.5 12-14 32-34

PNA 9.5 - 10.5 11-13 22-24

2 Patent 1x1

PES HT 9.5 10.0 10.5 12-14 32-34

PNA 11.5 - 12.5 11-13 22-24

3 Lincs 1x1

PES HT 11.5 12.0 12.5 12-14 32-34

Codarea mostrelor de tricot care s-au produs s-a făcut ținând cont de variabilele din

matricea experimentală, astfel:

prima notare din cod este G, P sau L și reprezintă structura tricotului (glat,

patent 1x1 sau lincs 1x1)

a doua notare din cod se referă la valoarea poziției camei de buclare NP și

este valoarea atribuită de mașină

valoarea corespunzătoare tensiunii în fir la alimentare a fost codată conform

nivelului tensiunii T3 pentru nivelul inferior și T6 pentru nivelul superior, și nu

conține valoarea propriu-zisă

materia primă a fost codată în final, folosindu-se codul PNA sau PES pentru

cele două tipuri de fire

Astfel, varianta G_11.5_T3_PNA se referă la tricot glat, realizat cu adâncimea de

buclare corespunzătoare NP=11.5, tensiunea de alimentare fiind reglată pe nivelul

inferior (T3 = 11-13 cN), materia primă fiind fire PNA răsucite, Nm 28/2/3.

3.1. Realizarea mostrelor de tricot

Folosind firele precizate, s-au fost realizate mostre de tricot din cele trei legături de

bază – glat, patent 1x1 și lincs 1x1, a căror reprezentare prin cele trei metode este

ilustrată în figura 3.3. Raport științific


70

a)

b)

c)

Figura 3.3 Tricot glat (a), patent 1x1 (b) și lincs 1x1 (c) – reprezentare prin cele trei

metode

Programarea tricoturilor s-a realizat pe o stație de programare M1, în timp ce

mostrele au fost produse pe o mașină CMS 330 TC (Stoll), ale căror principale

caracteristici tehnice sunt prezentate în tabelul 3.2.

Tabel 3.2. Principalele carcteristici tehnice ale mașinii de tricotat CMS 330 TC

Caracterisitici tehnice

1 Finețe 5E

2 Număr de sisteme 3

3 Număr de ace 2x299

4 Mod de începere a tricotării Cu pieptene

Tricotarea s-a realizat conform parametrilor tehnologici menționați în tabelul I. .

Datorită rigidității firelor PES HT, acestea au fost alimentate folosind dispozitivul de Raport științific


71

alimentare cu role de fricțiune, care a permis preluarea firelor de pe formate fără

probleme. Tensionarea firelor în dispozitiv s-a reglat conform intervalelor precizate.

Tragerea a fost menținută constantă (WM = 7.0) și a avut o valoare medie, evitânduse astfel supratensionărea tricotului în momentul tragerii.

Viteza de tricotare s-a adaptat tipului de fire și structurii tricotului. În general s-a

utilizat o viteză de tricotare MSEC = 0.7 m/min, dar pentru tricotarea firelor PES HT,

mai ales pe un număr mai restrâns de ace viteza a fost reglată la un nivel inferior

(MSEC = 0.5 m/min) care să asigure calitatea mostrelor.

După tricotare mostrele au fost relaxate la rece, până când nu s-au mai înregistrat

modificări dimensionale. Ulterior relaxării, s-au determinat experimental următorii

parametrii de structură ai tricoturilor, conform standardelor BS 5441 [1], masa unității

de suprafață fiind determinată conform ASTM [2]:

desimea pe orizontală Do și pe verticală Dv

lungimea de fir din ochi lochi

masa unitătii de suprafață M/m

2

Cu ajutorul parametrilor de structură măsurați, s-au calculat [7]:

pasul și înălțimea ochiurilor A și B;

A = 100 / Do (3.1)

B = 100 / Dv (3.2)

Pentru tricoturile lincs, s-a calculat și valoarea înălțimii convenționale a ochiului Bc,

pentru care s-a considerat γ=60

0

.

Bc = B/sin γ (3.3)

coeficientul pasului kA și al înălțimii ochiului kB

kA = A/d (3.4)

kB = B/d (3.5)

unde d = diametrul firului (mm), determinat experimental

coeficientul desimilor C

C = Do/Dv = B/A (3.6)

factorul cover K

l

T

K

tex

(3.7)

Caracterizarea tricoturilor obținute

Datorită aspectului și comportării diferite, tricoturile realizate din cele două tipuri de

fire vor fi discutate separat.

În cazul tricoturilor produse cu fire PNA 100% răsucite, aspectul și parametrii de

structură ai tricoturilor se află în intervale specifice normale. Figurile 3.3, 3.4 și 3.5

prezintă aspectul tricoturilor glat, patent 1x1 și lincs 1x1 realizate cu fire acrilice. Se

poate remarca compactitatea structurilor și voluminozitatea acestora, determinată de

voluminozitatea firelor folosite. Raport științific


72

Figura 3.4 Tricot glat din fire PNA – aspect față și spate

Figura 3.5 Tricot patent din fire PNA Figura 3.6 Tricot lincs din fire PNA

Valorile parametrilor de structură determinați practic și calculați sunt centralizate în

tabelul 3.3. Pentru tricoturile lincs, s-au prezentat valorile pentru înălțimea ochiurilor

B și înălțimea convențională Bc. Totodată, valorile determinate pentru masa unității

de suprafață au fost rotunjite, cu un increment de 5 g/m

2

.

Tabel 3.3. Valorile parametrilor de structură pentru tricoturile din fire PNA

Parametri determinați Parametri calculați

Variantă

tricot

Do

[ș/10

cm]

Dv

[r/10

cm]

lochi

[mm]

M/m

2

[g]

A

[mm]

kA

B

[mm]

kB C K

1 G_11.5_T3 29,5 51 11,16 365 3,39 4,33 1,96 2,50 0,58 1,31

2 G_11.5_T6 29,5 54 10,71 395 3,39 4,33 1,85 2,37 0,55 1,42

3 G_12.5_T3 28 42 12,80 325 3,57 4,56 2,38 3,04 0,67 1,16

4 G_12.5_T6 28 43 12,41 340 3,57 4,56 2,33 2,97 0,65 1,19

5 P_9.5_T3 27 48 10,81 605 3,70 4,73 2,08 2,66 0,56 1,36

6 P_9.5_T6 27 51 10,48 630 3,70 4,73 1,98 2,53 0,54 1,40

7 P_10.5_T3 26 39 11,97 555 3,85 4,91 2,56 3,27 0,67 1,22

8 P_10.5_T6 26 44 11,08 615 3,85 4,91 2,27 2,90 0,59 1,32

9 L_11.5_T3 28 32 11,32 480 3,57 4,56 1,52/1,75 2,23 0,42 1,29

10 L_11.5_T6 28 33 11,46 495 3,57 4,56 1,43/1,65 2,11 0,40 1,28

11 L_12.5_T3 27 27 12,72 430 3,70 4,73 1,85/2,14 2,73 0,50 1,15

12 L_12.5_T6 27 28 12,12 440 3,70 4,73 1,79/1,97 2,63 0,48 1,21

* Pentru tricoturile lincs s-a considerat Bc=B/sin 60

0

Comparând valorile parametrilor de structură pentru cele patru variante

experimentale și legăturile considerate se pot sublinia următoarele: Raport științific


73

Principalul factor de influență este poziția camei de buclare (corespunzător

adâncimii de buclare), în timp ce influența tensiunii în fir la alimentare este mai

redusă. Explicația acestei situații stă în caracterisiticile mecanice ale firului PNA, în

principal elasticitatea sa. De altfel, studiul experimental efectuat în etapa precedentă

pe fire similare (amestec bumbac și PNA, simple și răsucite, în acel caz) a

demonstrat că nici forța de tragere nu are o influență semnificativă asupra acestui tip

de fire. Se poate concluziona că pentru firele clasice, principalul parametru

tehnologic îl constituie poziția camei de buclare.

Desimea pe orizontală este dată de corelația finețe fir-finețe utilaj și de tipul

structurii și variază în limite extrem de strînse (diferențe de 1 ochi/10 cm pentru

fiecare tip de evoluție între cele două trepte de desime, indiferent de tensiunea în fir

la alimentare).

Desimea pe verticală este influențată de poziția camei de buclare, dar și de

tensiunea în fir la alimentare. Influența tensiunii la alimentare este mai vizibilă în

cazul primei valori pentru poziția camei de buclare, corespunzătoare unor valori mai

mici ale lungimii de fir din ochi. Totodată, legătura reprezintă un alt factor de

influență, diferențele cauzate de variația tensiunii în fir la alimentare (în general

diferențe de 3 ochiuri/10 cm) fiind semnificative în cazul evoluțiilor glat și patent,

respectiv mai puțin importante în cazul legăturii lincs. Explicația acestor diferențe stă

în geometria specifică structurilor lincs, caracterizate de dispunerea ochiurilor între

planul ochiurilor față și al ochiurilor spate, care determină o apropiere a ochiurilor la

nivelul flancurilor.

Valorile coeficientului pasului kA și a înălțimii ochiurilor kB se situează în limite

normale – în intervalul 4,3÷4,9 pentru pas și 2,37÷3,27 pentru înălțimea ochiului.

Aceste intervale de variație sunt relativ scăzute și indică o compactitate ridicată a

tricoturilor, în special pe direcția rândului.

Diferențele cauzate de variația tensiunii în fir la alimentare la nivelul lungimii de fir

din ochi (figura 3.7) nu depășesc 5% pentru structurile glat și patent (cu o singură

excepție, la tricoturile patent realizate cu NP=10.5). Pentru structura lincs diferențele

sunt și mai mici (1,2% pentru NP=11.5 și 5% pentru NP=12.5), putând fi considerate

ca intrând în domeniul erorilor de măsurare. Aceste diferențe scăzute între mostrele

realizate cu aceeași valoare pentru poziția camei de buclare NP subliniază influența

redusă a tensinii în fir la alimentare în cazul firelor PNA. Studiul experimental realizat

în etapa precedentă a arătat același lucru și în raport cu forța de tragere, ceea ce

indică că acest tip de fir, caracterizate din punct de vedere mecanic de o elasticitate

mai mare au o comportare specifică pe durata procesului de tricotare și de o

redistribuire semnificativă a firului în ochi pe durata relaxării. Raport științific


74

Figura 3.7. Variația lungimii de fir pentru tricoturile realizate din fire PNA

În cazul masei unității de suprafață (figura 3.8), variația definită în cazul lungimii

de fir din ochi se reflectă invers, în sensul că masa variantelor de tricot variază

(semnificativ, 8-14%) cu poziția camei de buclare și mult mai redus cu tensiunea în

fir la alimentare (în general ±5%).

1

3

Glat

Patent

Lincs

0

100

200

300

400

500

600

700

M/m2

Varianta tricot

Variatia M/m2

fire PNA

Glat

Patent

Lincs

Figura 3.8. Variația masei unității de suprafață pentru tricoturile realizate din fire PNA

În cazul tricoturilor produse cu fire PES de înaltă tenacitate, rigiditatea deosebită

a materiei prime (care a ridicat suficiente probleme de prelucrare) a determinat și

variații semnificative ale aspectului tricoturilor funcție de parametrii tehnologici aleși,

așa cum rezultă și din figurile 3.9, 3.10 și 3.11. Raport științific


75

Figura 3.9. Tricot glat din fire PES HT – aspect față și spate

Figura 3.10. Tricot patent din fire PES HT – desime minimă și desime maximă

Figura 3.11. Tricot lincs din fire PES HT - desime minimă și desime maximă

Din figurile de mai sus se pot face următoarele observații:

Deși s-au folosit fire de finețe similară firelor acrilice, compactitatea tricoturilor

este cu totul alta, mult mai redusă. Această situație poate fi explicată prin faptul

că firele PES HT au o voluminozitate scăzută, dar și prin rigiditatea acestor fire.

În cazul tricoturilor glat și lincs, forma ochiurilor nu este modificată, în timp pentru

tricoturile patent, ochiurile au o geometrie ușor diferită, fiind caracterizate de

flancuri dispuse sub forma unor arce de elipsă, precum și de o dispunere pe o

suprafață mărită. Pentru ochiurile lincs, se remarcă bucla de platină dispusă sub

forma unui arc de elipsă.

La toate structurile se remarcă o înclinare a ochiurilor conform sensului de

deplasare a saniei cu lacăte. Gradul de înclinare este mai mare la tricoturile

patent, indiferent de variantă. La tricoturile glat și lincs, această înclinare este

puțin accentuată, apărând în special la variantele cu desime redusă.

În cazul variantelor de tricot cu desime scăzută, caracterizate de o lungime de fir

din ochi mare, rigiditatea firelor PES a condus la un aspect neunifrom al Raport științific


76

mostrelor, determinând modificarea geometriei ochiurilor. Această neuniformitate

a devenit evidentă după relaxare, mai ales în cazul tricoturilor patent, dar și

pentru tricoturile lincs (structuri cu ochiurile dispuse în două planuri). De altfel, în

cazul variantei de tricot patent P_10.5_T3, corespunzătoare desimii de suprafață

celei mai reduse, neuniformitatea ochiurilor a făcut imposibilă determinarea

parametrilor de structură.

La marginea tricoturilor (patent și lincs) produse cu o desime mai mare, marginea

tricoturilor a prezentat o deformare, cauzată de tensiunile mai ridicate la capetele

zonei de ace în lucru (figura 3.12). Acest lucru indică o influență a tensiunii în fir

asupra lungimii de fir din ochi și asupra geometriei ochiului.

Figura 3.12. Tricot lincs – aspectul marginii

Parametrii de structură au fost determinați și calculați conform metodologiei

prezentate și sunt centralizați în tabelele 3.4, 3.5 și 3.6. S-a preferat prezentarea

separată a parametrilor, conform evoluției, pentru a putea evidenția particularitățile

modului în care variază aceștia și influența factorilor selectați în matricea

experimentală.

Tabel 3.4. Valorile parametrilor de structură pentru variantele glat din fire PES


Variantă

tricot

Do

[ș/10

cm]

Dv

[r/10

cm]

lochi

[mm]

M/m

2

[g]

A kA B kB C K

1 G_11.5_T3 27 48 11,31 322 3,70 6,01 2,08 3,38 0,56 1,31

2 G_11.5_T6 29 57 10,13 369 3,45 5,60 1,75 2,85 0,51 1,46

3 G_12.0_T3 26,5 44 11,87 310 3,77 6,13 2,27 3,69 0,6 1,30

4 G_12.0_T6 28 50 10,82 344 3,57 5,80 2,00 3,25 0,56 1,37

5 G_12.5_T3 25,5 42 12,54 287 3,92 6,37 2,38 3,87 0,61 1,18

6 G_12.5_T6 26,5 47 11,36 317 3,77 6,14 2,13 3,45 0,56 1,31

Tabel 3.5. Valorile parametrilor de structură pentru variantele patent 1x1 din fire PES


Variantă

tricot

Do

[ș/10

cm]

Dv

[r/10

cm]

lochi

[mm]

M/m

2

[g]

A kA B kB C K

1 P_9.5_T3 27 52 10,69 623 3,70 6,05 1,82 2,95 0,49 1,388

2 P_9.5_T6 30 57 9,60 739 3,33 5,45 1,72 2,80 0,52 1,545

3 P_10.0_T3 25 49 11,10 640 4,00 6,54 1,89 3,06 0,47 1,336

4 P_10.0_T6 29 54 10,26 762 3,45 5,64 1,79 2,90 0,52 1,446

5 P_10.5_T6 28 48 10,54 643 3,57 5,84 1,96 3,18 0,55 1,407 Raport științific


77

Tabel 3.6. Valorile parametrilor de structură pentru variantele lincs 1x1 din fire PES


Variantă

tricot

Do

[ș/10

cm]

Dv

[r/10

cm]

lochi

[mm]

M/m

2

[g]

A kA B Bc kB C K

1 L_11.5_T3 23 38 11,71 445 4,35 7,06 1,25 1,44 2,34 0,288 1,267

2 L_11.5_T6 24,5 47 9,75 492 4,08 6,63 1,11 1,28 2,08 0,272 1,521

3 L_12.0_T3 22,5 36 12,39 505 4,55 7,40 1,35 1,56 2,53 0,297 1,197

4 L_12.0_T6 25 42 10,37 551 4,35 7,06 1,19 1,37 2,23 0,274 1,430

4 L_12.5_T3 20,5 35 13,42 449 4,88 7,92 1,43 1,65 2,67 0,293 1,105

6 L_12.5_T6 23 37 11,47 437 4,35 7,06 1,25 1,44 2,34 0,288 1,316

Tricoturile realizate din PES HT prezintă o variație diferită a parametrilor de

structură, care permite următoarele concluzii:

Ambele variabile de intrare alese pentru experiment au o influență semnificativă

asupra parametrilor de structură. Influența adâncimii de buclare a fost înregistrată

și în cazul tricoturilor realizate din fire PNA 100%, fire specifice pentru produsele

de îmbrăcăminte. Influența tensiunii în fir la alimentare apare însă numai la acest

tip de fire, arătând importanța materiei prime și modul în care comportarea

mecanică a firelor asupra structurii și parametrilor de structură.

Se constată că există diferențe semnificative între desimile tricoturilor produse cu

aceeași poziție pentru cama de buclare NP, dar cu tensiuni de alimentare

distincte. Diferențele nu apar numai în cazul desimii pe verticală, ci și pentru

desimile pe orizontală. La desimile pe verticală, diferențele sunt mult mai mari

decât cele înregistrate pentru desimile pe orizontală. Pe orizontală diferențe sunt

de 1-2 ochiuri per 10 cm, dar pe verticală ajung la 4 -8 ochiuri per 10 cm, valori

extrem de mari. Figurile 3.13 și 3.14 ilustrează grafic diferențele existente pentru

cele trei tipuri de structuri studiate.

Tricoturile glat și lincs 1x1 sunt prezentate împreună în scopuri comparative, datorită

similartății evoluției firelor pe mașină (evoluții pe o singură fontură). Se remarcă

faptul că valorile desimii pe verticală sunt ușor mai mici în cazul tricoturilor lincs,

datorită suprapunerii rândurilor de ochiuri, specifică acestei evoluții.

Diferențele sunt mai mari în cazul valorilor inferioare pentru poziția camei de buclare,

situație caracterizată de o lungime mai mică de fir trasă de ac în canal la coborârea

la buclare. Raport științific


78

Figura 3.13. Diferențe ale desimii pe verticală, funcție de variabilele din matricea

experimentală – tricoturi glat și lincs 1x1

Figura 3.14. Diferențe ale desimii pe verticală, funcție de variabilele din matricea

experimentală – tricoturi patent 1x1

Lungimea de fir din ochi variază normal, proporțional cu poziția camei de buclare

și invers proporțional cu tensiunea în fir la alimentare. Valorile cele mai scăzute

sunt înregistrate pentru tricoturile cu poziția camei de buclare minimă și tensiune

în fir la alimentare maximă. Din punct de vedere structural, ochiurile glat și lincs

au lungime mai mare, ochiurile patent avînd o valoare mai scăzută a lungimii

ochiului. Explicația acestei situații poate fi comportarea diferită a firului PES HT

pe durata tricotării față de firele clasice. Variația lungimii de fir funcție de structură

și de matricea experimentală este prezentată în figura 3.15. Raport științific


79

Figura 3.15. Variația lungimii de fir din ochi

Masa unității de suprafață a variat în limite normale, variația fiind ilustrată

comparativ în figura 3.16. Influența structurii s-a manifestat prin geometria

specifică fiecărei legături, ceea ce a determinat numărul de ochiuri pe unitatea de

suprafață. Influența tensiunii în fir la alimentare este vizibilă și în acest caz, fiind

mai puternică în cazul tricoturilor patent, caracterizate de o masă mai mare decât

tricoturile glat și lincs.

Figura 3.16. Variația masei unității de suprafață

Importanța tensiunii la alimentare în cazul tricoturilor din fire PES HT indică o

comportare diferită a firelor PES pe durata procesului de tricotare. Principalele

cauze ale acestei comportări diferite se referă la rigiditatea la încovoiere mult mai

mare pentru firul tehnic și la limita de proporționalitate determinată în cazul

acestuia, care este mai mică decât pentru firul PNA. Se ridică astfel problema

tricotabilității firelor tehnice și controlul asupra aspectului tricotului și al

parametrilor de structură. În cazul firelor tehnice, așa cum s-a arătat și pentru

tricoturile realizate din fire de sticlă, este necesară o etapă inițială de testare, Raport științific


80

pentru a putea vedea cum se comportă firul la tricotare și pentru a stabili intervale

de variație pentru parametri de structură specifici firului respectiv.

3.2. Determinarea rezistenței tricoturilor la solicitarea de tracțiune

Comportarea mecanică a tricoturilor la solicitarea de tracțiune s-a studiat folosind o

mașină de încercat Tinius Olsen, model HK5, ilustrată în figura 3.17. Pentru teste s-a

folosit o celulă de 5kN. Testarea s-a realizat conform ISO 1421, cu următoarele

setări:

Viteza de testare – 100 mm/min

Distanța între cleme – 100 mm

Fără pretensionare

Figura 3.17. Mașina de încercat la tracțiune HK5T – aspect general

Testarea s-a desfășurat conform matricei experimentale definite anterior. S-a

considerat solicitarea pe direcție transversală (direcția rândului de ochiuri) și direcția

longitudinală (direcția șirului de ochiuri). Au fost testate un număr de 5 mostre pentru

fiecare variantă de tricot, pe fiecare direcție. S-au determinat forța și alungirea la:

limita de proporționalitate, limita de curgere și la rupere.

Testarea mostrelor din fire PAN a decurs fără probleme. În cazul mostrelor realizate

din fire PES de înaltă tenacitate, au apărut probleme legate de comportamentul

mostrelor de tricot la testare, în principal la testarea pe direcție longitudinală. Datorită

coeficientului de frecare scăzut, mostrele de tricot patent și lincs s-au deșirat pe

direcție longitudinală, respectiv transversală pe durata testelor, la un nivel relativ

scăzut al forței, așa cum se exemplifică în figura 3.18. Din figură se poate observa

că integritatea mostrei este distrusă, ajungîndu-se la fire paralelizate. Distrugerea

mostrei afectează rezultatul final.

Pentru a rezolva această problemă, mostrele au fost retricotate, la dimensiunile de

testare, evitându-se tăierea mostrelor dintr-o suprafață mai mare de tricot (așa cum

prevede metoda standardizată). Totodată, în cazul testării pe direcție longitudinală,

s-au lăsat câteva rânduri de protecție din fire PNA, care să acționeze ca o barierăRaport științific


81

împotriva deșirării pe durata testului. Chiar și așa, tendința de deșirare a rămas, mai

ales pentru tricoturile patent. Figura 3.19 ilustrează testarea unei mostre cu rânduri

de protecție.

Figura 3.18. Testarea mostrelor de tricot patent din fire PES – aspect pe mașină și după

testare

Figura 3.19. Testarea la solicitarea de

întindere – aspectul mostrei de tricot din

fire PES protejate împotriva deșirării

În plus, în realizarea noilor mostre, s-a reconsiderat valoarea maximă pentru poziția

camei de buclare, care s-a micșorat, în dorința de a evita problemele de

neregularitate și de dispunere a firelor în structură (mai ales la tricoturile patent).

Valorile obținute pentru prima opțiune privind poziția camei de buclare (valoarea

suuperioară) au fost eliminate.

Mai trebuie subliniat că producerea mostrelor la dimensiunile prevăzute pentru

testare introduce ochiuri de margine care cresc (nu semnificativ) rezistența tricotului.

Rezultatele experimentale obținute (valorile medii) sunt centralizate în tabelele 3.7 –

3.18. Pentru a putea compara mostrele, care au fost caracterizate de un număr

diferit de rânduri sau șiruri, conform desimii fiecărei variante de tricot, s-a introdus

rezistența specifică, definită ca forța raportată numărul de rânduri/șiruri din mostră. ific ț tiin ș Raport


82

Fir PNA rasucit Nm 28/2/3

1. Glat

– tricot glat fire PNA ă ie transversal ț e testare la întindere pe direc Tabel 3.7. Valori experimental

Rezist specifica

Limita proportionalitate Curgere Maxim

elast curgere maxim Tricot

F [N] E [mm] F [N] E [%] F [N] E [%]

Modul E

[cN/mm]

Nr. rand/

mostra

[cN/rand] [cN/rand] [cN/rand]

162.8 49.945 25 146.4 943.20 1304 G_11.5_T3_T 36.6 73.28 235.8 122.6 326

47 69.175 27 182.5185 990.89 1484.59 G_11.5_T6_T 49.28 71.24 267.54 127.3 400.84 168.

172.72 48.175 21 188.5714 928.38 1436 G_12.5_T3_T 39.6 82.2 194.96 133.2 301.56

2 51.724 22 185.4545 715.91 1543.86 G_12.5_T3_T 40.8 78.88 157.5 131 339.65 171.

– tricot glat fire PNA ă ie longitudinal ț e testare la întindere pe direc Tabel 3.8. Valori experimental

Rezist. specifica



F [N] E [mm] F [N] E [%] F [N] E [%]

Modul E

[cN/mm]

Nr. sir/

mostra

[cN/sir] [cN/sir] [cN/sir]

1 122.8 429.1 132 73.02 15 292 2860.67 2860.67 G_11.5_T3_L 43.8 59.98 429.

431.4 126 431.4 126 79.65 15 294.93 2876.00 2876.00 G_11.5_T6_L 44.24 55.54

34 101.28 362.5 106.42 77.03 14 265.71 2481.00 2589.29 G_12.5_T3_L 37.2 48.29 347.

94 109.62 399.32 113.18 81.77 14 293.57 2785.29 2852.29 G_12.5_T6_L 41.1 50.26 389.

2. Patent 1x1

– tricot patent 1x1 fire PNA ă ie transversal ț e testare la întindere pe direc Tabel 3.9. Valori experimental

Rezist specifica


elast curgere maxim

F [N] E [mm] F [N] E [%] F [N] E [%]

Modul E

[cN/mm]

Nr. rand/

mostra

cN/rand cN/rand cN/rand

8 250.25 320.4 362.85 18.964 24 147.50 615.83 1335 P_9.5_T3_T 35.4 186.67 147.

26 153.46 1253.15 1518.69 82 283.68 394.86 325.76 26.628 P_9.5_T6_T 39.9 149.84 325.

388.1 16.366 19 196.53 755.16 1383.68 P_10.5_T3_T 37.34 228.16 143.48 300.48 262.9

349.8 20.815 22 169.55 1071.59 1503.18 P_10.5_T6_T 37.3 179.2 235.75 288.8 330.7 ific ț tiin ș Raport


83

– tricot patent 1x1 fire PNA ă ie longitudinal ț Tabel 3.10. Valori experimentale testare la întindere pe direc

Rezist specifica

Limita proportonalitate Curgere Maxim

Elast Curgere Maxim

F [N] E [mm] F [N] E [%] F [N] E [%]

Modul E

[cN/mm]

Nr. sir/

mostra

cN/sir cN/sir cN/sir

34 123.66 728.34 123.66 134.2054 14 491.00 5202.43 5202.43 P_9.5_T3_L 68.74 51.22 728.

14 514.43 5217.14 5217.14 4 141.52 730.4 112.9 117.9882 P_9.5_T6_L 72.02 61.04 730.

13 520.00 5478.85 5478.46 25 112.9 712.2 112.9 141.7191 P_10.5_T3_L 67.6 47.7 712.

1 125.6554 13 516.15 5059.62 5115.38 P_10.5_T6_L 67.1 53.4 657.75 120.8 665 123.

3. Lincs 1x1

– tricot lincs 1x1 fire PNA ă ie transversal ț Tabel 3.11. Valori experimentale testare la întindere pe direc

Rezist specifica



F [N] E [mm] F [N] E [%] F [N] E [%]

Modul E

[cN/mm]

Nr. rand/

mostra


231.33 59.05 16 358.75 2772.50 3094.81 L_11.5_T3_T 57.4 97.2 443.6 213.03 495.17

211 63.40 17 365.47 2684.59 2846.47 L_11.5_T6_T 62.13 98 456.38 207.6 483.9

231.56 38.53 13 318.15 2505.23 2794.77 L_12.5_T3_T 41.36 107.34 325.68 214.36 363.32

226.25 41.95 14 311.43 2714.43 2948.43 L_12.5_T6_T 43.6 103.94 380.02 209.68 412.78

– tricot lincs 1x1 fire PNA ă ie longitudinal ț Tabel 3.12. Valori experimentale testare la întindere pe direc

Rezist specifica


Elast Curgere Maxim Tricot

F E [mm] F [N] E [%] F[N] E [%]

Modul E

[cN/mm]

Nr. sir/

mostra


L_11.5_T3_L 36 118.03 234.53 193.33 289.2 220.67 30.50 14 257.14 1675.21 2065.71

208.16 294.22 226.46 29.48 14 250.86 1858.43 2101.57 L_11.5_T6_L 35.12 119.14 260.18

175.96 321.12 214.8 33.77 13 284.31 1777.23 2470.15 L_12.5_T3_L 36.96 109.46 231.04

167.8 326.38 208.76 36.32 13 282.46 2319.38 2510.62 L_12.5_T6_L 36.72 101.1 301.52ific ț tiin ș Raport


84

Fir PES 2x1110 dtex

1. Glat

– tricot glat fire PES HT ă ie transversal ț Tabel 3.13. Valori experimentale testare la întindere pe direc

Rezist specif


elast curgere maxim

F E F [N] E [%] F [N] E [%]

Modul E

[cN/mm]

Nr. rand/

mostra


5 147.7 22 402.55 2831.82 3808.18 G_11.5_T3_T 88.56 59.96 623 99.94 837.8 94.

115 219.7 26 443.15 4136.36 3791.54 G_11.5_T6_T 115.22 52.44 910 105.7 985.8

124.7 118.7 20 388.65 2627.95 3622.50 G_12.0_T3_T 77.73 65.48 578.15 118.18 724.5

125.82 174.5 26 402.31 3858.18 3624.62 G_12.0_T6_T 104.6 59.94 848.8 111.84 942.4

– tricot glat fire PES HT ă ie longitudinal ț Tabel 3.14. Valori experimentale testare la întindere pe direc

Rezist specif


Elast Curgere Maxim

F E F [N] E [%] F [N] E [%]

Modul E

[cN/mm]

Nr. sir/

mostra


27 302.22 1497.22 3127.04 404.25 60.18 844.3 94 165.9 G_11.5_T3_L 81.6 49.18

29 330.69 2556.03 3146.55 25 92.1 912.5 106.95 181.9 G_11.5_T6_L 95.9 52.73 741.

22 568.00 4491.82 5163.64 988.2 60.94 1136 71.74 472.1 G_12.0_T3_L 124.96 26.47

20 632.50 4112.50 5467.50 5 46.33 1093.5 57.23 540.6 G_12.0_T6_L 126.5 23.4 822.

2. Patent 1x1

– tricot patent 1x1 fire PES HT ă ie transversal ț Tabel 3.15. Valori experimentale testare la întindere pe direc

Rezist specif


elast curgere maxim

F E F [N] E [%] F [N] E [%]

Modul E

[cN/mm]

Nr. rand/

mostra


189.45 295.15 253.8 30.10 26 174.00 435.58 1135.19 P_9.5_T3_T 45.24 150.3 113.25

33 219.4 350 303 31.12 30 167.50 526.43 1250.00 P_9.5_T6_T 50.25 161.48 147.

233 12.74 26 62.23 524.54 633.96 P_10.0_T3_T 16.18 126.98 136.38 200.33 164.83

216 9.97 30 57.30 472.67 780.10 P_10.0_T6_T 17.19 172.5 141.8 277.4 234.03ific ț tiin ș Raport


85

– tricot patent 1x1 fire PES HT ă ie longitudinal ț e testare la întindere pe direc Tabel 3.16 . Valori experimental

Rezist specif


Elast Curgere Maxim

F E F [N] E [%] F [N] E [%]

Modul E

[cN/mm]

Nr. sir/

mostra


8 164.5 136.46 27 462.96 3347.41 4125.19 P_9.5_T3_L 125 91.6 903.8 140.5 1113.

140.1 182.74 30 430.67 3933.33 3933.33 P_9.5_T6_L 129.2 70.7 1180 140.1 1180

5 116.8 178.55 22 565.68 4856.82 4856.82 P_10.0_T3_L 124.45 69.7 1068.5 116.8 1068.

74.52 177.70 22 339.73 3218.18 3218.18 P_10.0_T6_L 74.74 42.06 708 74.52 708

3. Lincs 1x1

– tricot lincs 1x1 fire PES HT ă ie transversal ț Tabel 3.17. Valori experimentale testare la întindere pe direc

Rezist specif


elast curgere maxim

F E F [N] E [%] F [N] E [%]

Modul E

[cN/mm]

Nr. rand/

mostra


5 134.25 141.10 42 234.60 1641.07 2075 L_11.5_T3_T 98.53 69.83 689.25 118.18 871.

114.26 165.43 46 203.48 2077.62 2077.62 L_11.5_T6_T 93.6 56.58 872.6 114.26 872.6

139.25 113.69 36 231.11 1340.95 1833.93 L_12.0_T3_T 83.2 73.18 563.2 122.1 770.25

151.46 42 235.24 1702.38 1702.38 L_12.0_T6_T 98.8 65.23 715 180 715 180

– tricot lincs 1x1 fire PES HT ă ie longitudinal ț Tabel 3.18. Valori experimentale testare la întindere pe direc

Rezist specif


elast curgere maxim

F E F [N] E [%] F E [%]

Modul E

[cN/mm]

Nr. sir/

mostra


552.8 3366.50 4246.50 156.71 849.3 175.88 112.93 20 L_11.5_T3_L 110.56 108.67 673.3

613.6 3708.00 4414.50 159.55 882.9 184.2 82.71 20 L_11.5_T6_L 122.72 98.63 741.6

180 91 20 407.9 3450.00 3637.50 L_12.0_T3_L 81.58 90 690 174.5 727.5

192.15 115 20 581.9 4896.25 4961.25 L_12.0_T6_T 116.38 100.83 979.25 189.65 992.25Raport științific


86

Rezistența specifică a tricoturilor se definește pe direcție transversală și longitudinală

ca fiind:

r

Ti

T

N

F

R (3.8)

s

Li

L

N

F

R (3.9)

Unde: RT și RL reprezintă rezistența specifică determinată pe direcție transversală,

respectiv longitudinală;

FTi și FLi sunt forțele înregistrate în punctul i, pe pe direcție transversală,

respectiv longitudinală (punctul i se consideră la limita de proporționalitate, la limita

de curgere și la rupere)

Nr și Ns sunt numărul de rânduri, respectiv șiruri din mostră

Valorile rezistenței specifice astfel determinate sunt exprimate în cN/rând și cN/șir

pentru a surprinde mai bine variația valorică.

Totodată, s-a calculat și modulul de elasticitate:

e

e

E

F

E (3.10)

Unde: E este modulul de elasticitate (cN/mm), Fe este forța înregistrată la limita de

proporționalitate (cN) și Ee este alungirea înregistrată la limita de proporționalitate

(mm).

3.2.1. Rezultate și discuții

Rezultatele experimentale vor fi discutate separat pentru cele două tipuri de fire,

datorită comportării mecanice diferite a tricoturilor. Pentru compararea și discutarea

rezultatelor obținute s-au trasat graficele din figurile 3.20 – 3.40 pentru tricoturile din

fire PNA și 3.41 – 3.61 pentru tricoturile din fire PES de înaltă tenacitate.

Următoarele idei referitoare la comportarea tricoturilor din bătătură cu legături de

bază la solicitarea de tracțiune uniaxială pot fi desprinse din valorile obținute:

A. Tricoturi din fire PNA

În cea mai mare parte din variante, a existat o diferență între limita de curgere și

rupere. Această situație se datorează faptului că mostrele de tricot au înregistrat un

punct în care a apărut o cădere în valoarea forței cauzate fie de cedarea unui fir din

structură fie de alunecarea firelor din ochiurilor de margine, după care forța de

solicitare a continuat să crească, până s-a ajuns la ruperea mostrei.

Limita de curgere coincide cu ruperea doar în cazul tricoturilor glat și patent,

solicitate pe direcție longitudinală, în restul cazurilor apărând diferențe între cele

două limite. Pentru tricoturile realizate din fire PNA testate pe direcție transversală,

diferențele dintre limita de curgere și rupere sunt destul de mari, variind între 25% și

53% pentru tricoturile glat, 18% și 54% pentru tricoturilor patent și doar 6-10% pentru

tricoturile lincs. Pentru tricoturile lincs testate pe direcție longitudinală, există

diferențe, plasate în intervalul 10%-20%. ific ț tiin ș Raport


87

Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Glat Transv PNA

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

G_11.5_T3_T G_11.5_T6_T G_12.5_T3_T G_12.5_T3_T

Forta [N]

Limita proportionalitate Limita rupere Limita curgere

Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Glat Longit PNA

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

G_11.5_T3_L G_11.5_T6_L G_12.5_T3_L G_12.5_T6_L

Forta [N]

Limita curgere

Limita rupere

Limita porportional itate

Figura 3.20. Figura 3.21.

Comparatie rezist specifice Glat Transv PNA

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

G_11.5_T3_T G_11.5_T6_T G_12.5_T3_T G_12.5_T3_T

Proportionalitate

Curgere

Rupere

Comparatie rezist specifice Glat Longit PNA

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

G_11.5_T3_L G_11.5_T6_L G_12.5_T3_L G_12.5_T6_L

Rezist specif [cN/sir]

Rupere Curgere Proportionalitate

Figura 3.22. Figura 3.23. ific ț tiin ș Raport


88

Comparatie alungiri rupere Glat PNA

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

1 2 3 4

Variante de tricot

] E [%

Longit Transv

Figura 3.24.

Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Patent Transv

PNA

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

P_9.5_T3_T P_9.5_T6_T P_10.5_T3_T P_10.5_T6_T

F [N]


Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Patent Longit PNA

0

100

200

300

400

500

600

700

800

P_9.5_T3_L P_9.5_T6_L P_10.5_T3_L P_10.5_T6_L




89

Comparatie rezist specif Patent Transv PNA

0.00

200.00

400.00

600.00

800.00

1000.00

1200.00

1400.00

1600.00

P_9.5_T3_T P_9.5_T6_T P_10.5_T3_T P_10.5_T6_T

Rupere Yield Proportionalitate

Comparatie rezist specif Patent Longit PNA

0.00

1000.00

2000.00

3000.00

4000.00

5000.00

6000.00

P_9.5_T3_L P_9.5_T6_L P_10.5_T3_L P_10.5_T6_L

Proportionalitate

Curgere

Rupere

Figura 3.27. Figura 3.28

Comparatie alungiri rupere Patent PNA

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

1 2 34

Varianta tricot

] E [%

Transv

Longit

Figura 3.29 ific ț tiin ș Raport


90

Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Lincs Transv PNA

0

100

200

300

400

500

600

L_11.5_T3_T L_11.5_T6_T L_12.5_T3_T L_12.5_T6_T

Limita proportionaliate Limita rupere Limita curgere

Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Lincs Longit PNA

0

50

100

150

200

250

300

350

L_11.5_T3_L L_11.5_T6_L L_12.5_T3_L L_12.5_T6_L

F [N]



Comparatie rezist specif Lincs Transv PNA

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

L_11.5_T3_T L_11.5_T6_T L_12.5_T3_T L_12.5_T6_T

Rezist specif [cN/rand]

Proportionalitate

Curgere

Rupere

Comparatie rezist specif Lincs Longit PNA

0.00

500.00

1000.00

1500.00

2000.00

2500.00

3000.00

L_11.5_T3_L L_11.5_T6_L L_12.5_T3_L L_12.5_T6_L


Proportionalitate

Curgere

Rupere



91

Comparatie alungiri Lincs PNA

195

200

205

210

215

220

225

230

235

1 2 3 4

Variante tricot

] E [%

Transv

Longit

Figura 3.34.

Comparatie forta rupere Transv PNA

0

100

200

300

400

500

600

1 2 3 4

Varianta tricot

F [N]

Patent Lincs Glat

Comparatie forta rupere Longit PNA

0

100

200

300

400

500

600

700

800

1 2 3 4

Varianta tricot

F [N]

Lincs Patent Glat



92

Comparatie rezist specif rupere Transv PNA

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

1 2 3 4

Varianta tricot


Lincs Patent Glat

Comparatie rezist specif rupere Longit PNA

0.00

1000.00

2000.00

3000.00

4000.00

5000.00

6000.00

1 2 3 4

Lincs Patent Glat


Modul de elasticitate Transv PNA

0.000

10.000

20.000

30.000

40.000

50.000

60.000

70.000

80.000

1 2 3 4

Varianta tricot

Modul E [cN/mm]

Lincs Patent Glat

Modul de elasticitate Longit PNA

0.00

20.00

40.00

60.00

80.00

100.00

120.00

140.00

160.00

1 2 3 4

Varianta tricot

Modul E [cN/mm]

Lincs Patent Glat



93

Comparatie curgere/rupere Glat PES Transversal

0

200

400

600

800

1000

1200

G_11.5_T3_T G_11.5_T6_T G_12.0_T3_T G_12.0_T6_T

F [N]

Limita proportionalitate Limita Limita rupere Limita curgere

Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Glat PES

Longitudinal

0

200

400

600

800

1000

1200

G_11.5_T3_L G_11.5_T6_L G_12.0_T3_L G_12.0_T6_L

F [N]



Comparatie rezist specifice Glat PES Transv

0.00

500.00

1000.00

1500.00

2000.00

2500.00

3000.00

3500.00

4000.00

4500.00

G_11.5_T3_T G_11.5_T6_T G_12.0_T3_T G_12.0_T6_T



Comparatie rezist specif Glat PES Longit

0.00

1000.00

2000.00

3000.00

4000.00

5000.00

6000.00

G_11.5_T3_L G_11.5_T6_L G_12.0_T3_L G_12.0_T6_L





94

Comparatie alungiri rupere Glat PES

0

20

40

60

80

100

120

140

1 2 3 4

Variante tricot

] E[%

Transv

Longit

Figura 3.45.

Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Patent PES

Transv

0

50

100

150

200

250

300

350

400

P_9.5_T3_T P_9.5_T6_T P_10.0_T3_T P_10.0_T6_T

F [N]


Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Patent PES Longit

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

P_9.5_T3_L P_9.5_T6_L P_10.0_T3_L P_10.0_T6_L


Figura 3.46 Figura 3.47. ific ț tiin ș Raport


95

Comparatie rezist specif Patent PES Transv

0.00

200.00

400.00

600.00

800.00

1000.00

1200.00

1400.00

P_9.5_T3_T P_9.5_T6_T P_10.0_T3_T P_10.0_T6_T



Comparatie rezist specif Glat PES Longit

0.00

1000.00

2000.00

3000.00

4000.00

5000.00

6000.00

P_9.5_T3_L P_9.5_T6_L P_10.0_T3_L P_10.0_T6_L


Rupere Curgere Proportional itate

Figura 3.48. Figura 3.49

Comparatie alungiri rupere Patent PES

0

50

100

150

200

250

300

350

1 2 3 4

Variante tricot

] E[%

Longit Transv

Figura 3.50 ific ț tiin ș Raport


96

Comparatie proportionalitatecurgere/rupere Lincs PES

Tra nsve rsa l

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

L_11.5_T3_T L_11.5_T6_T L_12.0_T3_T L_12.0_T6_T

F [N]


Comparatie proportionalitate/curger/rupere Lincs PES Longit

0

200

400

600

800

1000

1200

L_11.5_T3_L L_11.5_T6_L L_12.0_T3_L L_12.0_T6_T

F [N]



Compa ra tie re z ist spe ci f Lincs PES Tra nsv

0.00

500.00

1000.00

1500.00

2000.00

2500.00

L_11.5_T3_T L_11.5_T6_T L_12.0_T3_T L_12.0_T6_T



Comparatie rezist specif Lincs Longit

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

L_11.5_T3_L L_11.5_T6_L L_12.0_T3_L L_12.0_T6_T





97

Comparatie alungiri rupere Lincs PES

0

50

100

150

200

250

1 2 3 4

Variante tricot

] E [%

Longit Transv

Figura 3.55.

Comparatie rupere PES Transv

0

200

400

600

800

1000

1200

1 2 3 4

F [N]

Lincs Patent Glat

Comparatie rupere PES Longit

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1 2 3 4

F [N]

Lincs Patent Glat



98

Comparatie rezist specif rupere PES Transv

0.00

500.00

1000.00

1500.00

2000.00

2500.00

3000.00

3500.00

4000.00

1 2 3 4


Lincs Patent Glat

Comparatie rezist specif rupere PES Longit

0.00

1000.00

2000.00

3000.00

4000.00

5000.00

6000.00

1 2 3 4


Lincs Patent Glat


Modul de elasticitate E transv PES

0.00

50.00

100.00

150.00

200.00

250.00

1 2 3 4

ariante V

Modul E [cN/mm]

Lincs Patent Glat

Modul E PES HT Longitudinal

0.00

100.00

200.00

300.00

400.00

500.00

600.00

1 2 3 4

Variante

Modul E [cN/mm]

Lincs Patent Glat

Figura 3.60. Figura 3.61. Raport științific


99

Forța de rupere a fost mai mare pe direcție longitudinală în raport cu direcția

transversală. Din punct de vedere structural, tricoturile glat și patent au valori

apropiate ale forței de rupere pe direcție transversală, inferioare structurii lincs.

Intervalul de variație al forței de rupere este de 270-500 N, cele mai multe valori

aflându-se în intervalul 300-450 N. Această ierarhizare a tricoturilor se justifică prin

faptul că structura lincs prezintă cele mai multe elemente (ochiuri) pe unitatea de

lungime datorită suprapunerii rândurilor de ochiuri.

Pe direcție longitudinală, ierarhizarea tricoturilor din punct de vedere al rezistenței la

rupere se face pe nivele mai clare, cea mai bună comportare fiind, cum era de

așteptat a tricoturilor patent, caracterizate de cel mai mare număr de elemente

dispuse în secțiunea transversală. Valorile forței de rupere sunt semnificativ mai mari

decât în cazul testării pe direcție transversală. Numărul de fire care preiau efortul

(determinat de numărul de ochiuri) este mai mare la testarea pe direcție transversală,

ceea ce justifică aceste valori.

Limita de proporționalitate determinată pe curbele experimentale efort-alungire este

mult coborîtă, reprezentând circa 10% din valoarea forței de rupere pentru toate

mostrele. Un domeniu atât de redus de comportare elastică ar conduce în mod

normal la o rupere a materialului într-un interval de timp relativ mic, dar rearanjarea

firului în ochi, numărul mare de fire în secțiunea transversală a mostrelor face ca

intervalul de solicitare să fie foarte mare.

Justificarea faptului că limita de curgere coincide cu limita de rupere la testarea pe

direcție longitudinală, dar nu și pe direcție transversală stă în geometria specifică

structurilor, considerată pe cele două direcții. În cazul solicitării longitudinale, numărul

de fire în secțiune este mai mare, ceea ce conduce la forțe de tracțiune mult mai

mari. Nivelul superior al forțelor face ca fenomenul de curgere să nu mai apară sau

să fie mult mai redus.

Influența variabilei din matricea experimentală poziția camei de buclare este

semnificativă mai ales pe direcție transversală, tricoturile realizate cu desime mai

mare (corespunzătoare poziției camei de buclare inferioare) având o rezistență mai

mare decât a tricoturilor cu desime mai mică, în cazul tuturor celor trei structuri.

Pentru testarea pe direcție longitudinală, această influență este mult diminuată,

situație care poate fi explicată prin faptul că influența poziției camei de buclare se

manifestă în structură la nivelul înălțimii ochiului și implicit a desimii pe verticală.

În ceea ce privește al doilea factor considerat în matricea experimentală - tensiunea

în fir la alimentare – există o certă influență la testarea pe direcție transversală,

la testarea pe cealaltă direcție diferențele fiind prea mici pentru a fi semnificative.

Acest lucru indică faptul că, deși nu s-a manifestat la nivelul parametrilor de structură

ai tricoturilor, tensiunea în fir la alimentare a modificat tensiunile interne din firul PNA

prelucrat suficient de mult pentru a afecta rezistența tricoturilor.

Din punct de vedere al rezistenței specifice a tricoturilor, aceasta respectă

ierarhizarea impusă de forța de rupere, atât pentru direcția trasnversală, cât și pentru

direcția longitudinală. La testarea pe direcție transversală, tricoturile glat și patent au

rezistențe specifice practic similare, în timp ce pentru testarea pe direcție

longitudinală mai apropiate sunt rezistențele specifice pentru tricoturile glat și lincs.

Variația parametrilor tehnologici nu are o influență semnificativă a supra rezistenței

specifice, principalul factor de influență fiind structura tricoturilor. Raport științific


100

Modulul de elasticitate E calculat pe direcție transversală este inferior modulului

calculat pe direcție longitudinală. În cazul modului de elasticitate transversal, cea mai

mare valoare a fost determinată pentru structura glat, modulul pentru structura lincs

fiind apropiat valoric. Tricoturile patent au un modul de elasticitate transversal mai

scăzut. Apar diferențe între valorile modulului ET pentru variantele de tricot,

indentificându-se și în acest caz o anumită influență a tensiunii în fir la alimentare.

Modulul de elasticitate longitudinal EL este influențat de structură și mai puțin de

variația parametrilor tehnologici. Cel mai mare modul longitudinal s-a determinat

pentru tricoturile patent.

Alungirea relativă înregistrată este mai mare în cazul testării pe direcție transversală,

ceea ce este normal, deoarece cantitatea de fir care poate să se redistribuie în ochi

este mult mai mare pe direcția rândurilor de ochiuri (când migrarea se face din

flancuri spre bucle) decât la testarea pe direcție longitudinală (când migrarea se face

dinspre bucle spre flancuri). În cazul testării transversale, valoarea alungirii la rupere

este dublă, până la triplă față de solicitarea longitudinală. Din punct de vedere al

influenței structurii asupra alungirii, tricoturile glat au cea mai scăzută alungire pe

direcție transversală, urmat de tricoturile lincs (caracterizate și ele de dispunerea

ochiurilor dintr-un rând de ochiuri într-un singur plan) și apoi de tricoturile patent.

În cazul alungirii relative la solicitarea pe direcție longitudinală situația este modificată

datorită geometriei specifice a tricoturilor. Cea mai mare alungire o au tricoturile lincs,

urmate de tricoturile glat și patent cu valori similare, la jumătate din valorile specifice

structurii lincs. De data aceasta, intervalele de variație funcție de cele două variabile

tehnologice (poziția camei de buclare și tensiunea în fir la alimentare) sunt mult mai

reduse, ceea ce este justificat tot de faptul că elasticitatea tricoturilor se manifestă în

principal pe direcție orizontală.

B. Tricoturi din fire PES de înaltă tenacitate

Testarea tricoturilor realizate din fire PES a condus la rezultate mai puțin uniforme,

dar extrem de interesante.

Problemele apărute pe durata testării, produse de tendința de deșirare a tricoturilor,

indiferent de structură sugerează un mecanism de comportare la solicitarea

uniaxială de tracțiune specific acestui tip de fire. Ruperea firelor în structură sau

eliberarea ochiurilor de margine cauzează deșirarea tricoturilor la forțe mari, dar nu

extrem de mari. Cauza acestei comportări stă în valoarea scăzută a coeficientului de

frecare, specifică firelor tehnice, așa cum se prezintă și în literatura de specialitate

(Law și Dias, 1994, Ciobanu, 2003). Coeficientul de frecare fir-fir este atât de redus,

încât forțele de frecare din punctele de contact devin nesemnificative și deșirarea

ochiurilor se propagă cu ușurință pe direcția de testare.

Forțele de rupere înregistrate la testarea pe direcție transversală și longitudinală sunt

mai mari decât în cazul tricoturilor produse din fire PNA, oglindind astfel influența

caracteristicilor mecanice ale materiei prime. Rezistența la tracțiune variază în

intervale mai largi decât în cazul tricoturilor din fire clasice de PNA.

Modul în care variază forța de rupere, funcție de structură și de parametrii tehnologici

folosți este similar tricoturilor din fire PNA.

Ceea ce trebuie însă subliniat este influența semnificativă a tensiunii în fir la

alimentare asupra comportării mecanice a tricoturilor din fire PES HT. În mod Raport științific


101

consistent, independent de direcția de testare, variantele obținute cu o tensiune în fir

la alimentare mai mare au o rezistență mai bună.

Explicația stă în ce se întâmplă cu firele de PES HT pe durata tricotării. Practic are

loc o redistribuire a filamentelor în secțiunea transversală a firelor, ajungându-se la o

totală aplatizare a acestora, așa cum rezultă din figura 3.62. Această modificare a

distribuției filamentelor, precum și creșterea suprafeței de contact dintre filamente ca

urmare a tensionării acestora determină o rezistență îmbunătățită a firelor, care se

oglindește în rezistența tricotului.

Figura 3.62. Aspectului firului PES HT după tricotare (deșirat din tricot)

Pentru a putea verifica această ipoteză, s-au testat fire deșirate din tricoturi produse

cu cele două nivele pentru tensiunea în fir la alimentare, alegându-se structura glat

(cu geometria cea mai simplă) și realizate cu aceeași valoare pentru poziția camei de

buclare (pentru a elimina influența primului factor din matricea experimentală).

Testarea s-a făcut în aceleași condiții și conform aceleași metode folosite pentru firul

neprelucrat, considerat fir martor. Au fost testate un număr de 20 de fire deșirate din

rțnduri distincte din fiecare tip de tricot. Valorile experimentale obținute sunt

prezentate în tabelul 3.19.

Tabelul 3.19. Valori experimentale pentru solicitarea la tracțiune în cazul firelor deșirate

Fire extrase din tricot

Fir martor

G_11.5_T3 G_11.5_T6

Forța

rupere

P max

(N)

Alungirea

relativă

max

(%)

Tenacitatea

max

(cN/tex)

Forța

rupere

P max

(N)

Alungirea

relativă

max

(%)

Tenacitatea

max

(cN/tex)

Forța

rupere

P max

(N)

Alungirea

relativă

max

(%)

Tenacitatea

max

(cN/tex)

72,64 11,08 66,98 76,25 11,61 70,30 80,30 12,02 74,04

Valorile experimentale rezultate, comparate cu cele ale firului neprelucrat (fir martor)

permit formulare următoarelor idei:

Se constată o creștere a forței de rupere de 4,7% la firele extrase din tricotul

cu legatura glat realizat cu valoarea minimă a tensiunii în fir la alimentare și de 9,5%

la firele extrase din tricotul glat realizat cu valoarea maximă a tensiunii în fir la

alimentare. Justificarea este dată de faptul că fibrele poliesterice prezintă un modul

inițial mult mai înalt decât cel corespunzător celorlaltor categorii de fibre. Aceasta

dovedește o prelucrare favorabilă la tensiuni mari care apar în proces, așa cum s-a

constat la realizarea tricotului G_11.5_T6 și care nu vor determina alungiri adiționale.

Modulul de elasticitate face poliesterul adecvat pentru articolele puțin solicitate

și care nu trebuie sa-și modifice forma. Datorită modulului inițial înalt, fibrele își revin

bine din întindere, compresie, încovoiere și forfecare, iar capacitatea de revenire

elastică a fibrelor poliesterice este superioară tuturor fibrelor. Raport științific


102

Prin modificarea tensiunii de tricotare, în sensul de creștere se constată o

creștere a forței de rupere/tenacității firelor, se justifică prin faptul că

rezistența/rigiditatea fibrelor și deformabilitatea, se transferă firelor, tricoturilor în

proporție determinată de structura geometrică, de tehnologia de obținere și de

finisare.

Rezistența, deformabilitatea, elasticitatea și reziliența fibrelor influențează

comportarea la compresie, încovoiere, torsiune și forfecare, determinată și prin

natura și finețea fibrelor, iar transferul este modelat prin structura geometrică.

Se constată o tendință ușoară de creștere a alungirii relative a firelor extrase

din tricot față de firul martor, se justifică prin faptul că elasticitatea și

vâscoelasticitatea (capacitatea de revenire instantanee sau în timp la dimensiunile

inițiale după anularea solicitării de tracțiune) cât și reziliența (capacitatea de restituire

a energiei de deformare) dimensionează parametrii tehnologici de prelucrare

mecanică și delimitează capacitatea de menținere a valorii de utilizare a tricoturilor

În cazul tricoturilor glat, diferențele dintre valorile specifice limitei de curgere și de

rupere sunt mai mari, în special în cazul variantelor cu tensiune în fir la alimentare

mai redusă. În cazul tricoturilor patent, poziționarea limitei de curgere în raport cu

limita de rupere este depărtată în cazul testării pe direcție transversală. Pe direcție

longitudinală, nu există diferențe în trei din cele patru variante de tricot. O situație

similară se întâlnește la tricoturile lincs, unde pe direcție transversală diferențe între

limita de curgere și de rupere apar numai la variantele produse cu tensiune în fir la

alimentare mai scăzută. Pe direcție longitudinală, limita de curgere este relativ

apropiată de limita de rupere.

În ceea ce privește limita de proporționalitate, aceasta este la fel de scăzută în raport

cu limita de rupere, circa 10% din forța de rupere. Intersant de menționat că din punct

de vedere al alungirilor, alungirea specifică limitei de proporționalitate reprezintă între

35% și 55% din alungirea finală. Se subliniază astfel mecanismul de deformare

specific tricoturilor, în care se înregistrează deformații semnificative la forțe foarte

mici.

Comparând rezistența la rupere pe direcție transversală, se constată că valorile

înregistrate pentru structurile glat și lincs sunt similare (aproape egale, pentru

variantele cu tensiune în fir la alimentare mai scăzută), în timp ce valorile rezistenței

pentru variantele patent sunt net inferioare. Nu trebuie să se pună această diferență

pe seama structurii, ci mai degrabă pe seama comportării specifice a tricoturilor

produse din acest tip de fire, care au o tendință sporită spre deșirare sub acțiunea

forțelor. Tricoturile patent au prezentat cea mai mare deșirabilitate pe durata testării,

mai ales pe direcție trasnversală. Din acest motiv, se consideră că forțele de rupere

înregistrate sunt mai mici. În cazul testării pe direcție longitudinală, aceste diferențe

dispar, tensința de deșirare a mostrelor fiind mult redusă prin geometria mostrelor

specifică direcției de testare.

Cea mai bună rezistență specifică pe direcție transversală o au tricoturilor glat (dublu

față de tricoturile patent și și de patru ori față de tricoturile lincs). Diferențierea

rezistențelor specifice pe direcție longitudinală este mult mai redusă, ceea ce indică o

influență mult mai scăzută a structurii și a parametrilor tehnologici de tricotare. Raport științific


103

3.3. Concluzii

În urma studiului experimental privind caracterizarea comportării mecanice a

tricoturilor, următoarele concluzii pot fi trase:

1. materia primă, structura și parametrii de structură reprezintă factori importanță de

influență ai rezistenței la tracțiune. Structura are o influență mai puternică atunci

când direcția de solicitare este direcția rândului.

2. comportarea tricoturilor diferă pe cele două direcții de testare. Pe direcție

transversală, carcateristicile mecanice sunt mai puternic diferențiate, în timp ce la

testarea pe direcție longitudinală nu variază atât de mult.

3. coeficientul de frecare fir-fir influențează mecanismul de deformare la tracțiune

deoarece poate cauza deșirarea tricotului pe durata solicitării. Deșirarea se

produce mai ales când forța se aplică pe direcție transversală. Din acest motiv, se

recomandă un studiu atent al caracteristicilor de frecare ale firelor, în deosebi ale

celor tehnice.

4. în cazul firelor clasice, tensiunea în fir la alimentare are o influență limitată asupra

comportării mecanice a tricoturilor. Această influență dispare la solicitarea pe

direcție longitudinală. În cazul firelor tehnice, tensiunea în fir la alimentare

reprezintă un factor de influență semnificativ. Cu cât tensiunea introdusă în ochiul

de tricot prin tricotare este mai mare, cu atât comportarea sa mecanică este mai

bună.

New Microsoft Office Word Document

Documents

Transcript of New Microsoft Office Word Document