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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
Fir PES multifilament
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
Fir PES multifilament
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
Compoziția fibroasă
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
Compoziția fibroasă
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
Compoziția fibroasă
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
Compoziția fibroasă
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
Coeficientul de expansiune
termică la 21
0
C [10
-6
/K]
- -0,9 -1,6
Direcție transversală
Modul la întindere [GPa] - 21 -
Coeficientul de expansiune
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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 y´AB + yBC (sinγ tanβ + cosγ) (2.21)
unde: γ – unghiul dintre forța P și axa Ox, y´AB – 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
PN II ID_589, faza 3/2009
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:
x´AB = (B/ P)1/2
f (e1, j1B) - 2 e (e1, j1B) (2.23)
y´AB = 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),
x´AB, y´AB – coordonartele punctului B în noul sistem de referință x´Ay´,
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 = x´AB cos γ - y´AB sin γ (2.26)
YB = x´AB sin γ + y´AB 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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
Parametri determinați Parametri calculați
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
Parametri determinați Parametri calculați
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
PN II ID_589, faza 3/2009
77
Tabel 3.6. Valorile parametrilor de structură pentru variantele lincs 1x1 din fire PES
Parametri determinați Parametri calculați
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
Limita proportionalitate Curgere Maxim
elast curgere maxim Tricot
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
Limita proportionalitate Curgere Maxim
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
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
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
Limita proportionalitate Curgere Maxim
Elast Curgere Maxim Tricot
F E [mm] F [N] E [%] F[N] E [%]
Modul E
[cN/mm]
Nr. sir/
mostra
cN/sir cN/sir cN/sir
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
Limita proportionalitate Curgere Maxim
elast curgere maxim
F E F [N] E [%] F [N] E [%]
Modul E
[cN/mm]
Nr. rand/
mostra
cN/rand cN/rand cN/rand
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
Limita proportionalitate Curgere Maxim
Elast Curgere Maxim
F E F [N] E [%] F [N] E [%]
Modul E
[cN/mm]
Nr. sir/
mostra
cN/sir cN/sir cN/sir
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
Limita proportionalitate Curgere Maxim
elast curgere maxim
F E F [N] E [%] F [N] E [%]
Modul E
[cN/mm]
Nr. rand/
mostra
cN/rand cN/rand cN/rand
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
PN II ID_589, faza 3/2009
85
– tricot patent 1x1 fire PES HT ă ie longitudinal ț e testare la întindere pe direc Tabel 3.16 . Valori experimental
Rezist specif
Limita proportionalitate Curgere Maxim
Elast Curgere Maxim
F E F [N] E [%] F [N] E [%]
Modul E
[cN/mm]
Nr. sir/
mostra
cN/sir cN/sir cN/sir
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
Limita proportionalitate Curgere Maxim
elast curgere maxim
F E F [N] E [%] F [N] E [%]
Modul E
[cN/mm]
Nr. rand/
mostra
cN/rand cN/rand cN/rand
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
Limita proportionalitate Curgere Maxim
elast curgere maxim
F E F [N] E [%] F E [%]
Modul E
[cN/mm]
Nr. sir/
mostra
cN/sir cN/sir cN/sir
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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]
Limita proportionalitate Limita rupere Limita curgere
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
Limita proportionalitate Limita rupere Limita curgere
Figura 3.25. Figura 3.26. ific ț tiin ș Raport
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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]
Limita proportionalitate Limita rupere Limita curgere
Figura 3.31. Figura 3.30.
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
Rezist specif [cN/sir]
Proportionalitate
Curgere
Rupere
Figura 3.32. Figura 3.33. ific ț tiin ș Raport
PN II ID_589, faza 3/2009
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
Figura 3.35. Figura 3.36. ific ț tiin ș Raport
PN II ID_589, faza 3/2009
92
Comparatie rezist specif rupere Transv PNA
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
1 2 3 4
Varianta tricot
Rezist specif [cN/sir]
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
Figura 3.37. Figura 3.38.
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
Figura 3.39. Figura 3.40. ific ț tiin ș Raport
PN II ID_589, faza 3/2009
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]
Limita proportionalitate Limita rupere Limita curgere
Figura 3.41. Figura 3.42.
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
Rezist specif [cN/rand]
Rupere Curgere Proportionalitate
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
Rezist specif [cN/sir]
Rupere Curgere Proportionalitate
Figura 3.43. Figura 3.44. ific ț tiin ș Raport
PN II ID_589, faza 3/2009
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]
Limita proportionalitate Limita rupere Limita curgere
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
Limita proportionalitate Limita rupere Limita curgere
Figura 3.46 Figura 3.47. ific ț tiin ș Raport
PN II ID_589, faza 3/2009
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
Rezist specif [cN/rand]
Rupere Curgere Proportionalitate
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
Rezist specif [cN/sir]
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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]
Limita proportionalitate Limita rupere Limita curgere
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]
Rupere Curgere Proportionalitate
Figura 3.51. Figura 3.52.
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
Rezist specif [cN/rand]
Rupere Curgere Proportionalitate
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
Rezist specif [cN/sir]
Rupere Curgere Proportionalitate
Figura 3.53. Figura 3.54. ific ț tiin ș Raport
PN II ID_589, faza 3/2009
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
Figura 3.56. Figura 3.57. ific ț tiin ș Raport
PN II ID_589, faza 3/2009
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
Rezist specif [cN/rand]
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
Rezist specif [cN/sir]
Lincs Patent Glat
Figura 3.58. Figura 3.59.
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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
PN II ID_589, faza 3/2009
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.