I. Determinarea proprietăților mecanice ale firelor I.1. Consideraţii 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 1
Raport științific 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 şi polietilenice şi de natură anorganică. În această categorie sunt incluse fibrele de carbon, sticlă, boron, ceramice, etc. La aceste fibre se adaugă microfibrele şi fibrele din ultima generaţie, aşa numitele fibre specializate. Un domeniu aflat abia la început, dar care demonstrează un potenţial 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 fineţii 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 T tex 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. M(g) T tex (1.1) L(km) l(m) Nm (1.2) M(g) 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: L s (mm; m; Km); determinarea masei: M (mg; g); calculul indicilor de numerotare.. a. Determinarea lungimii firelor Epruvetele se secţionează la o lungime arbitrară/standardizată, L S (mm; m), conform indicaţiilor din tabelul 1.1. 2
Porţiuni scurte 0,5 ;1m medii şi lungi Raport științific Tabelul 1.1. Condiții de determinare a lungimii de fir Lungimea Aparate de secţionare necesare 10;50;100;200m dinamometre; torsiometre; foarfece vârtelniţa pentru fire Condiţii metrologice Secţionarea atentă a epruvetei pentru a evita "pierderea de torsiune la capătul liber al firului. Derularea firelor cu pretensionare uniformă; 0.5 cn /tex Vârtelniţa pentru fire (figura1) se utilizează la măsurarea lungimii firului infăşurat sub formă de jurubiţă pentru determinarea densităţii de lungime a produselor liniare. b. Determinarea masei epruvetelor secţionate Determinarea masei epruvetelor, M (mg; g) secţionate la o lungime arbitrară sau standardizată, L S (mm; m; Km) se face prin cântărire cu balanţe (tabelul 1.2). Tabelul 1.2. Condiții de determinare a masei firului Aparatură Condiţia de lucru Lungimea de secţionare porţiuni scurte porţiuni medii şi lungi condiţii metrologice Figura 1.1. Vârtelnita pentru fire 0,5...1m Domeniul de măsură: 0 500mg (precizie 0.5 mg); 0 2000mg (precizie 2.5 mg); 10;50;100;200m necesară balanţa de torsiune balanţa de fineţe epruvete condiţionate, 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 variaţie al indicilor de numerotare, in Standardele Statistice USTER, CV 100 m %, (Tabelul 1.3 - extras din USTER STATISTICS 2001). 3
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 înşiruirilor de fibre, prin care se dispun după linii elicoidale cu pas constant în jurul axei înşirurii [5, 17]. Torsiunea firelor, al cărei principiu se ilustrează în figura 1.4, se apreciază prin indici şi caracteristici specifice, prezentați în tabelul 1.4. Figura 1.4. Principiul de torsionare Tabelul 1.4. Indici de torsiune a firelor Indice, caracteristică Relaţie analitică Semnificaţie U.M. Sens - dreapta, Z; stânga, S - Continuitate - reală/continuă; discontinuă/falsă - Intensitate T n / l spire/m Pasul spirelor h l / T m/răs Unghi de torsiune tg dt Scurtare l2 l l 1 1, lungimea firului; s 100 l1 l, lungimea înşiruirii % Coeficient de l 100 Cs scurtare l 100 1 s 2 2-4
Torsiunea firelor se exprimă prin: Torsiunea necesară /valoare nominală: T Nm (1.3) n m unde: T m coeficient de torsiune metric / grad de torsionare. Nm Torsiunea efectivă, realizată pe maşină : n f Tm m Nm (1.4) VdCs unde: n este turaţia fuselor (rot./min); Vd este viteza de debitare a înşiruirii de fibre f (m/min). Torsiunea efectivă se verifică prin determinări experimentale. Metode şi aparate pentru determinarea torsiunii firelor Determinarea torsiunii firelor se efectuează conform SR EN ISO 2061 prin metode directe sau prin metode/standardizate. Condiţii 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 25;500 Fire simple de lână pieptănată;tip lână pieptănată 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 ţesături / tricoturi - 20 Determinarea torsiunii impune măsurarea corectă a lungimii de fir: pretensionarea epruvetei cu P p = 0,5 cn/tex; evitarea laminajelor false în înşiruirea detorsionată. Metodele şi principiile de determinare a torsiunii firelor şi relaţiile de calcul aferente sunt prezentate în Tabelul 1.6. Tabelul 1.6. Metode de determinare a trosiunii firelor Metode Relaţia de Principiul metodei U.M standardizate calcul anularea torsiunii iniţiale (T) prin n răs/m 1.Metoda T aplicarea torsiunii (-T) egală şi paralelizării l de sens contrar cu aceasta; prin elementelor l2 l1 intermediul contorului care indică s 100 % componente/ l1 numărul de rotaţii al clemei fibre, filamente, mobile, se obţine valoarea 100 s fire torsiunii de anulare, T * C =-T s 100 2.Metoda detorsionăriitorsionării detectarea variaţiei lungimii firului prin detorsionare, respectiv torsionare în sens opus: T T * * 500 T * T250 mm 2T răs/m T mm răs/m 5
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 rotaţie; 9-electromotor; 10-scară gradată 1.3. Determinarea caracteristicilor mecanice ale firelor Proprietăţile tensionale ale firelor ilustrează durabilitatea şi prelucrabilitatea acestora: la fire de compoziţie şi structură determinată, indicii proprietăţilor tensionale verifică realizarea tehnologică, în conformitate cu o anumită destinaţie; la semifabricate / benzi şi semitorturi indicii proprietăţilor tensionale apreciază forţa de laminare necesară. Proprietăţile tensionale ale firelor sunt determinate la nivelul compoziţiei fibroase, a modelului structural şi a parametrilor tehnologici de prelucrare şi reprezintă o caracteristică rezultativă care reflectă transferul proprietăţilor tensionale în sensul fibră-fir, prin valoarea coeficienţilor de transfer. Componenţii şi tehnologia de realizare a unui fir determină nivelul şi neuniformitatea proprietăţilor tensionale, dependenţa faţă de parametrii de climat şi de parametrii de încercare. a. Indicatori pentru aprecierea proprietăţilor tensionale Proprietăţile tensionale ale firelor se exprimă prin indicatori, care se definesc prin intermediul caracteristicilor dinamometrice/ forţă de întindere şi deformaţie. Diagrama forţă deformaţie reflectă corelaţia dintre cele două mărimi. Limitele de variaţie ale indicatorilor proprietăţilor tensionale ale firelor (tabelul 1.7) se diferenţiază în funcţie de: compoziţia fibroasă; parametrii de structură ai firelor; parametrii procesului de prelucrare şi de finisarea aplicată firelor/ mecanică sau chimică. Tabelul 1.7. Indicatori de apreciere a caracteristicilor tensionale Nr. Denumire / simbol Relaţie analitică Unităţi SI 1. Indicatori pentru aprecierea rezistenţei Tracţiunea maximă suportată de 1.1 Rezistenţa la tracţiune, P r N, cn epruvetă, înainte de rupere Pr s 1.2 Rezistenţa specifică, s A s cn / mm 2 A-aria secţiunii transversale (mm 2 ) 1.3 Tenacitatea, cn / tex Tt Pr. Nm Km 1.4 Lungimea de rupere, Lr Lr 1000 2. Indicatori pentru aprecierea deformaţiei 2.1 Alungirea absolută la a r =l r - l o mm P r 6
rupere, a r l r -lungimea epruvetei la rupere (mm) l o -lungimea iniţială a epruvetei (mm) 2.2 Alungirea relativă la rupere, ar 100 lo % 3. Indicatori de apreciere a trtansferului proprietăţilor tensionale în sensul fibră-fir 3.1 Coeficient de transfer, K F k adimensional 4. Indicatori deduşi din diagrama efort-deformaţie: f 4.1 Limitele de proporţionalitate, elasticitate, curgere prin punctele caracteristice ale diagramei efort-deformaţie (P; E; C) 4.2 4.3 4.4 Factorul lucrului mecanic de deformare la rupere, f L Lucrul mecanic de deformare la rupere, L Lucrul mecanic specific de deformare la rupere, Ls f L L Pr. a a r 0 r adimensional L P. ada cn*cm L Ls M M - masa epruvetei cn.cm/cm*tex b. Descrierea echipamentului de testare Determinările s-au realizat pe maşina de încercat la tracţiune 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 7
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 proprietăţilor tensionale/ este asigurată prin softul specializat. Protocolul de încercare cuprinde: date iniţial - :codificarea probei, reglajele aparatului, condiţiile determinării date experimentale - valorile individuale ale caracteristicilor forţă deformaţie rezultatele prelucrării statistice ale datelor experimentale: valori extreme, medie, dispersie, coeficient de variaţie. I.1. 4. Determinarea coeficientului de frecare Determinarea coeficientului de frecare dinamic (μ d ) ce caracterizează cuplele de frecare simple sau mixte, incluse pe un traseu determinat (figura 7), presupune: măsurarea tensiunii în fir înainte şi după cupla de frecare; calculul μ d cu relaţia Euler : T1 d e (1.5) T2 De unde rezultă 1 T1 d ln (1.6) T2 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 înfăşurare 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 F- Meter-Rotschild (Metrimpex, al cărui aspect este ilustrat în figura 1.8. 8
Figura 1.8. Instalaţia de măsură F-Meter- Rotschild Definirea programului de testatre Determinarea coeficienţilor de frecare dinamici în cuplele simple şi mixte are ca scop optimizarea regimului tensiunilor şi, din acest motiv, se desfăşoară conform unui program de experienţe, ce reproduc condiţiile tehnologice şi metrologice de funcţionare ale cuplei /simulare (tabelul 1.8). Tabelul 1.8. Condiţiile tehnologice şi metrologice de funcţionare ale cuplei Condiţii tehnologice de Mixtă Simplă funcţionare ale cuplei corp de frecare fir 1. Natura cuplei material, structură Compoziţie Fineţe Torsiune 2. Geometria cuplei formă, dimensiune, unghi de înfăşurare Rezultă din parametri de compoziţie şi 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 menţionează ca factori de influenţă umiditatea şi adausurile tehnologice Valorile medii T 1 şi se calculează pentru fiecare treaptă de viteză, v j şi tensiune, T2 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. 9
Tabel 1.9. Valorile experimentale pentru caracteristicile fizice ale firelor Tipul firului Finețe fir Torsiune Diametru Val. Cv T Cv Val. reală α nominală [%] [răs/m] [%] m α tex [mm] 1 Fir PNA 100% simplu Nm 15/1 15,53 2,4 680 2,9 172,26 5453 0,693 2 Fir PNA+lână simplu Nm 15/1 17,57 2,49 575 3,05 137,2 4334,2 0,550 3 Fir PNA 100% răsucit Nm 28/2 28,45 2,56 246,6 zs 5,77 45,5 1437,2 0,400 4 Fir PNA+lână răsucit Nm 28/2 28,21 2,13 247 zs 4,3 46,5 1469,6 0,429 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 răsucit Nm 36/2 36,5 2,55 311,6 zs 6,5 51,6 1629,9 0,629 7 Fir PES multifilament 200/26 texturat dtex 202,7 4,23 - - - - 0,420 8 Fir PES multifilament 1110 dtex 1084,33 1,16 - - - - 0,308 9 Fir sticlă 204 tex 203,73 0,6 - - - - 2,414 Tabel 1.10. Valorile experimentale ale coeficientului de frecare fir-fir Coeficient de frecare μ fir-fir V 1 = 2 mm/min V 1 = 2 mm/min V 1 = 2 mm/min V 1 = 2 mm/min V 1 = 2 mm/min V 1 = 2 mm/min V 1 = 2 mm/min 1 Fir PNA 100% simplu 0,61 0,62 0,64 0,64 0,64 0,65 0,66 2 Fir PNA+lână simplu 0,58 0,58 0,59 0,61 0,61 0,63 0,64 3 Fir PNA 100% răsucit 0,57 0,58 0,59 0,60 0,61 0,62 0,64 4 Fir PNA+lână răsucit 0,58 0,60 0,62 0,63 0,64 0,65 0,65 5 Fir PNA+bumbac simplu 0,59 0,60 0,60 0,61 0,62 0,63 0,64 6 Fir PNA+bumbac răsucit 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 9 Fir sticlă 0,29 0,3 0,3 0,31 0,32 0,34 0,35 14
Tabel 1.11. Valori experimentale pentru solicitarea la întindere Rezistență fir drept Rezistență în buclă F [N] ε [%] Tenacitate Tenacitate F [N] ε [%] [cn /tex] [cn /tex] 1 Fir PNA 100% simplu 6,81 21,71 10,22 11,54 20,70 17,31 2 Fir PNA+lână simplu 4,94 11,49 8,89 9,87 16,21 17,77 3 Fir PNA 100% răsucit 7,42 22,2 10,39 12,98 19,72 18,17 4 Fir PNA+lână răsucit 7,08 21,66 9,91 6,83 20,54 9,56 5 Fir PNA+bumbac simplu 3,76 8,29 5,64 6,62 6,75 9,93 6 Fir PNA+bumbac răsucit 8,00 7,29 14,41 14,78 6,93 26,00 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 9 Fir sticlă 42,21 0,99 20,69 31,29 0,45 15,34 Tabel 1.12. Valori experimentale de referință pentru solicitarea la întindere pentru fire de sticlă [6] Fir sticlă Forţa de rupere [N] Tenacitatea la rupere Modulul lui Young [cn/tex] [N/tex] Alungirea relativă [%] 1 EC 13 136 Z30 P130 136 tex 75.67 55.59 27.37 2.2 2 EC 11 204 Z28 T6 204 tex 103.38 76.02 39.36 2.09 3 EC 11 408 Z28 T6 408 tex 229.87 56,34 84.65 2.46 15
Tabelul 1.13. Caracteristicile de structură ale firelor Nr. Fineţea firului Densitatea de lungime Compoziţia fibroasă crt. Nm Tdtex 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 fineţii şi a coeficientului de variaţie CV 100m prin metoda gravimetrică; - determinarea torsiunii, T (tors/m) şi a coeficientului de variaţie al acesteia, CV T prin metoda paralelizarii/metoda detorsionare-torsionare; - determinarea proprietăţilor tensionale ale firelor (rezistenţa la tracţiune Pr (cn), alungirea, tenacitatea R H (cn/tex) şi a coeficientului de variaţie al acesteia); - determinarea coeficientului de frecare dinamic μ d pe instalaţia 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 eşantioanelor reprezentative prelevate din tipurile de fire menţionate a fost orientat asupra determinării următorilor parametri: Valoarea medie a densităţii de lungime, pe segmente de lungime de 100m fir şi neuniformitatea acesteia, CV 100 (Tabelul 1.14) Tabelul 1.14. Încadrarea neuniformității firelor Compoziţia fibroasă Fineţea firului Nm Densitatea de lungime Tdtex CV ef CV 100 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% 16
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; porţiunile subţiate şi îngroşate 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 maşină; firele cu fineţea Nm 15/1 (30%PNA+70%BBC) şi Nm 18/1 (20% PNA+80%Lână) se încadrează pe treapta de nivel mondial USTER de 75 % - calitate slabă; firele prezintă porțiuni îngroşate/subţiate care cauzează apariţia unor efecte de dungi pe toată lăţimea tricotului; firele cu fineţea Nm 28/2 zs (100% PAN), Nm 36/2 zs (30% PNA+70%BBC), 28/2 zs (20% PNA+80%Lână) şi Nm 15/1 (100% PNA) se încadrează pe treapta de nivel mondial USTER de 50 % - calitate medie/economică, satisface cel mai bine relaţia cost-calitate şi de asemenea se prelucrează în bune condiţii pe maşina de tricotat. Observaţie: în ce priveşte neuniformitatea, firele destinate tricotajelor trebuie să satisfacă exigenţele beneficiarului (prescripţiile admit un număr redus de imperfecţiuni /1000m fir, deoarece prezenţa acestora diminuează drastic producţia şi productivitatea maşinilor 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 funcţie de tipul firului (Tabelul 1.15). Tabelul 1.15. Limite de variație ale toriunii firelor Compoziţia fibroasă Fineţea firului Nm Densitatea de lungime Tdtex Torsiunea T (ras/m) m CV 250mm 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 17
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 uşor crescute spre limita superioară a toleranţei admise în cazul firelor pentru tricotaje se explică prin valorile crescute ale neregularităţii, cât şi prin frecvenţa crescută a imperfecţiunilor firelor. Firele supuse analizelor sunt realizate prin procedeul neconvenţional OE cu Rotor (procedeu de consolidare prin torsiune falsă, care generează fire voluminoase, suple şi elastice, cu utilizare specifică în domeniul tricotajelor). Valoarea coeficientului de torsiune α m este dependentă de lungimea, fineţea, starea de suprafaţă a fibrelor, de numărul de fibre din secţiunea înşiruirii torsionate, de fineţea şi destinaţia firului. Torsiunea influenţează proprietăţile fizice şi fizico-mecanice ale firelor conferindu-le compactitate structurală; în cazul firelor cu torsiune mică fibrele componente alunecă unele faţă de altele sub acţiunea solicitărilor mecanice: firele sunt deformabile, flexibile, moi, pufoase şi mai puţin rezistente; în cazul firelor cu torsiune mare, libertatea de alunecare reciprocă a fibrelor este mai redusă, firele sunt mai compacte, mai rigide şi mai rezistente. Torsiunea, ca şi fineţea, constituie un obiectiv tehnologic al procesului de filare şi 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, α m se urmăreşte cu atenţie şi sensul torsiunii, a cărui alternare necontrolată poate provoca grave neajunsuri atât în prelucrarea firelor în operaţiile de dublare sau răsucire cât şi în procesele de ţesere sau tricotare/ când poate determina apariţia unor efecte nedorite ale structurii şi aspectului tricoturilor sau ţesăturilor. Coeficientul de torsiune corespunzător firelor pentru tricotare are valori cuprinse între 60 110; în cazul firelor analizate α m are valori cuprinse între 46...172. Variaţiile de torsiune se reflectă în aspectul firelor prin diametru, pilozitate şi coeficientul de frecare, prin creşterea frecvenţei ruperilor şi a defectelor generate de legarile incorecte. 1.2.1.3. Proprietăți tensionale ale firelor Verificarea calităţii firelor din punct de vedere mecanic s-a realizat prin încadrarea valorilor parametrilor statistici ai indicatorilor proprietăţilor tensionale în nivelele de calitate USTER (Tabelul 1.16). Tabelul 1.16. Încadrarea comportării mecanice a firelor testate Compoziţia fibroasă Fineţea firului Nm Densitatea de lungime Tdtex Forţa de rupere P r (cn) CV Pref (%) CV Pr 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% 18
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 - - - - Investigaţia asupra proprietăţilor tensionale relevă influenţa neregularităţii asupra valorii medii a rezistenţei la tracţiune şi a tenacităţii firelor testate. Frecvenţa crescută a imperfecţiunilor firului influenţează caracterul repartiţiei rezistenţei la tracţiune. Diagramele efort-alungire permit caracterizarea comportării firelor la solicitarea de tracţiune, aliura lor fiind influenţată de o serie de factori: compoziţia fibroasă, rezistenţa, lungimea, fineţea fibrelor, torsiunea aplicata firului. Firele au fost solicitate individual şi în buclă în vederea stabilirii valorilor admisibile pentru tensiunea în fir în timpul tricotării. Materia primă influenţează prin capacitatea ei de deformare şi structura firului prin modul de participare al rezistenţei şi alungirii fibrelor la rezistenţa şi alungirea firului. Materia primă şi modulul de elasticitate influenţează prin structura moleculară, astfel fibrele care au o orientare mare a macromoleculelor au o rezistenţă mare la rupere, alungire mică şi modulul de elasticitate mare, iar fibrele cu orientare macromoleculară mică se deformează mai usor şi au modulul de elasticitate mic. Structura amestecului influenţează prin curbele efort-alungire diferite, ale fibrelor, care au efect asupra firelor, deoarece la aceeaşi forţă, fibrele se alungesc diferenţiat, ceea ce conduce la tensiuni neuniforme în interiorul firului cu implicaţii în aspectul produsului. Firele OE cu rotor, deşi se obţin la torsiuni mai mari decât cele clasice, rezistenţa la rupere a acestora este cu circa 20 30 % mai mică (determinată de aşezarea fibrelor în structura firului). Valorile indicatorilor proprietăţilor tensionale ale firelor sunt determinate cu exactitate, deoarece forţele de frecare şi inerţie sunt eliminate atât din lanţul de măsurare al forţei, cât şi din lanţul de masurare al deformaţiei, măsurarea se realizează prin conversia mărimilor fizice forţă deformaţie, în semnale electrice. Determinările efectuate asupra firelor analizate conduc la concluzia că, firele se încadrează în limitele admise în ce priveşte proprietăţile 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. 19
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 Forta de rupere, P(N) 8,00 7,00 6,00 5,00 4,00 3,00 2,00 1,00 0,00 0,00 5,00 10,00 15,00 20,00 25,00 Alungirea relativa, (%) Figura 1.9. Curbă efort-alungire specifică firului PNA 100% Nm 28/2 Diagrama efort-deformatie PES HT Forta de rupere, P (N) 90,00 80,00 70,00 60,00 50,00 40,00 30,00 20,00 10,00 0,00 0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00 12,00 14,00 Alungirea relativa, e(%) 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 20
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 Forta de rupere, P(N) 16,00 14,00 12,00 10,00 8,00 6,00 4,00 2,00 0,00 0,00 5,00 10,00 15,00 20,00 25,00 Alungirea relativa, (%) Figura 1.11. Curbă efort-alungire specifică PNA răsucit la solicitarea în buclă Diagrama efort-deformatie PES HT bucla Forta de rupere, P (N) 120,00 100,00 80,00 60,00 40,00 20,00 0,00 0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00 Alungirea relativa, e (%) Figura 1.12. Curbă efort-alungire specifică firului PES de înaltă tenacitate la solicitarea în buclă 21
1.2.1.4. Coeficientul de frecare dinamic Caracteristicile de suprafaţă ale firelor se diferenţiază la analiza comportării tribologice prin valorile coeficienţilor de frecare, masuraţi în regim dinamic prin tensiunile dezvoltate în timpul prelucrării înainte şi după cupla de frecare (Tabelul 1.17). Tabelul 1.17. Coeficientul de frecare dinamic valori medii Compoziţia fibroasă Fineţea Densitatea de Coeficientul de frecare firului Nm lungime Tdtex 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 Variaţia coeficientului de frecare dinamic este determinată de natura şi proprietăţile fibrelor, de procesul tehnologic de obţinere a firelor, de sistemul de filare, precum şi de procesul tehnologic de pregătire/finisare a firelor pentru tricotare. Coeficientul de frecare dinamic este cu atât mai mare cu cât fineţea fibrelor este mai mare (pentru aceeaşi fineţe de fir, un număr mai mare de fibre în secţiunea transversală a firului este echivalent cu un număr mai mare de fibre protuberante; apare şi efectul de diminuare prin reducerea migrării fibrelor cu fineţe mai mare, precum şi scăderea rigidităţii la încovoiere şi torsionare. Testarea comportării firelor la solicitarea de frecare este relevantă pentru modelul structural al firelor şi poate servi la delimitarea condiţiilor de prelucrare/viteze, tensiuni sau de utilizare a acestora; forţele de frecare influenţează stabilitatea dimensională şi tuşeul produselor realizate din fire. Geometria cuplei de frecare fir-fir este influenţată de structura geometrică a firului, reflectându-se în valoarea coeficientului de frecare, dependente de voluminozitatea firelor testate şi de viteza de variaţie a suprafeţei de contact între componentele cuplei în funcţie de tensiunea iniţială. 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: 22
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). 23
Materiale textile tehnice 1. Elemente generale privind materialele textile tehnice Definiţia oferită de dicţionarul editat de Textile Institute caracterizează materialele textile tehnice ca materiale şi produse textile realizate având în vedere proprietăţile şi performanţa lor, în detrimentul caracteristicilor estetice şi decorative. Adanur utilizează noţiunea de textile industriale, pe care le consideră ca structuri proiectate în mod special pentru procese sau activităţi din alte industrii decât industria textilă. Conform acestei definiţii, textilele industriale pot fi împărţite în trei grupe principale: Materiale textile utilizate ca părţi componente ale unui produs finit, care contribuie direct la proprietăţile şi performanţa acestui produs; de exemplu corzi de ranforsare a cauciucurilor; Unelte textile, folosite pentru diferite procese de producţie, de exemplu filtre pentru industria alimentară; Produse textile, fiind în sine produsul final, de exemplu materiale pentru acoperişurile stadioanelor. Utilizarea materialelor textile în domenii diferite de îmbrăcăminte şi produse decorative nu este deloc nouă, dar abia în ultimele decenii se înregistrează o dezvoltare semnificativă a utilizării textilelor, justificată şi sprijinită de expansiunea industrială. Textilele tehnice (TT) nu reprezintă o industrie unică sau un unic segment de piaţă, ci o sumă crescentă de sectoare diverse, cu direcţii şi ritmuri de creştere diferite. Actualele produse textile tehnice se îndepărtează tot mai mult de materialele tradiţionale, fiind folosite în combinaţie materiale de alte tipuri, cum ar fi ceramică, mase plastice, sticlă, membrane şi pelicule, hârtie, etc. Astfel de produse reflectă conceptul de inginerie flexibilă, pentru care primează cerinţele impuse de destinaţie şi criteriile economice. Figura 1. prezintă aplicabilitatea acestui concept în cazul textilelor tehnice. Figura 1. Integrarea textilelor tehnice în conceptul de inginerie flexibilă 24
Diferenţele existente între textilele tradiţionale pot fi considerate din următoarele puncte de vedere: Destinaţia. Textilele tehnice sunt utilizate în general în alte industrii sau domenii decât cele care erau specifice industriei textile. Lista domeniilor cu aplicaţii ale textilelor tehnice este cuprinzătoare şi este prezentată în Tabelul 1. Practic aproape toate industriile actuale folosesc materiale sau produse textile. Cerinţele impuse de destinaţie. Materialele textile tehnice trebuie să aibe proprietăţi capabile să asigure performanţa produsului în condiţii de solicitare deosebite, specifice acestor domenii. Consecinţele unei proaste funcţionări pot fi tragice. Tabelul 1. Domenii de utilizare a textilelor tehnice Publicitate Industria prelucrării pieilor Agricultură Industria mecanică Construcţii de automobile Medicină Industria aeronautică Industria minelor Construcţii civile Exploataţii petrolifere Computere Industria celulozii şi hârtiei Industria electrotehnică Industria farmaceutică Protecţia mediului Industria de mase plastice piscicultura Procese de reciclare Industria alimentară Industria cauciucului Industria mobilei Industria aerospaţială Articole decorative Industria textilă Horticultură Transporturi Arhitectură peisagistică Industria lemnului Cabluri Ambalaje Materia primă. Derivând din nivelul ridicat al cerinţelor impuse de destinaţie, textilele tehnice sunt realizate din fibre şi fire de modul înalt, cu rezistenţă deosebită şi care pot asigura la rândul lor rezistenţa produsului finit. Procesul de producţie. Deşi proceselor folosite la producerea materialelor textile tehnice sunt aceleaşi ca şi în cazul textilelor tradiţionale, materia primă utilizată reclamă condiţii speciale şi specifice de prelucrare. Utilajele folosite pentru materiale obişnuite nu fac faţă la fibrele şi firele de modul înalt, în principal datorită forţelor mari rezultate pe durata procesului. Din acest motiv, ca şi din cauza posibilelor diferenţe 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 funcţionarea optimă a unui anumit produs, înaintea utilizării acestuia. De multe ori simularea condiţiilor de exploatare este imposibilă, ceea ce face ca testarea în laboratoare să fie esenţială în proiectarea unui produs. Testele trebuie să fie extrem de precise şi fiabile. Din nou, metodele de testare folosite pentru textilele convenţionale nu sunt în majoritatea lor aplicabile, testarea textilelor tehnice implicând noi standarde în ce priveşte condiţiile şi metodele de testare, funcţie de aplicaţia 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 predicţia performanţei acestora. 25
Durata de viaţă. Utilizarea textilelor în clădiri, drumuri, avioane, etc. le impune o durată de viaţă mult mai mare. Evident, aceste textile nu sunt supuse tendinţelor de modă. Deşi durata de viaţă este un factor important, nu întotdeauna este posibil ca materialele tehnice să dureze, cum este cazul materialelor utilizate în chirurgie pentru consolidarea operaţiei. Costurile de producţie. Toate restricţiile din procesul de producţie, costul ridicat al materiei prime şi cerinţele impuse proprietăţilor fac ca textilele tehnice să aibă un cost de producţie înalt. Acest cost trebuie însă ponderat cu beneficiile aduse de produsele textile, durata lor de viaţă, precum şi cu reducerea semnificativă a costurilor legate de întreţinere şi reparaţii. 1.1. Clasificarea materialelor textile tehnice Complexitatea şi diversitatea materialelor textile tehnice creează greutăţi în clasificarea acestora. Techtextil cea mai importantă expoziţie a textilelor tehnice, realizată bienal în Germania ia în consideraţie 12 grupe de textile tehnice, conform principalelor destinaţii: AGROTECH produse pentru agricultură, piscicultură, horticultură; BUILDTECH produse pentru construcţii; CLOTHTECH componente performante pentru produse de încălţăminte şi îmbrăcăminte; GEOTECH geotextile şi produse pentru inginerie civilă; HOMETECH produse pentru tapiţerie, pentru acoperirea podelelor şi produse decorative; INDUTECH produse pentru filtrare, curăţire, electronice, compozite şi orice alte destinaţii industriale; MEDTECH produse pentru igienă şi pentru activităţi medicale; MOBILTECH produse pentru transport terestru, aerian, maritim; OEKOTECH produse pentru protecţia mediului înconjurător; PACKTECH produse pentru ambalare; PROTECH produse pentru protecţie personală sau a bunurilor materiale; SPORTTECH produse pentru activităţi recreative şi 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 şi să reziste acestor solicitări. Din acest motiv ranforsările textile folosesc ca materie primă o grupă aparte de fibre, numite fibre de înaltă performanţă. Comparate cu fibrele convenţionale, fibrele de înaltă performanţă au preţuri extrem de ridicate, dar utilizarea lor creşte semnificativ durata de viaţă şi calitatea produselor. Faţă de metale şi de alte materiale cu densitate mare, fibrele performante prezintă următoarele avantaje: rezistenţă şi modul înalt, masă redusă şi un raport excelent masă/rezistenţă, rezistenţă termică, rezistenţă la acţiunea agenţilor chimici. 26
Fibrele de înaltă performanţă 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 sfârşitul anilor 70, începutul anilor 80, când s-au dezvoltat primele aplicaţii cu succes comercial. Aplicabilitatea fibrelor de înaltă performanţă rămâne deocamdată restrânsă la domeniile tehnice, în principal industriale. Fiecare aplicaţie reclamă o combinaţie particulară de proprietăţi, deşi în mod normal comportarea mecanică reprezintă principalul criteriu de selecţie. La acesta se adaugă şi alte proprietăţi, prezentate în tabelul 2. Tabel 2. Principalele proprietăţi ale fibrelor de înaltă performanţă[108.16] Proprietăţi Exemple de fibre p-aramide, sticlă, carbon, polietilenă, Rezistenţă şi rigiditate fibre copolimerice organice şi inorganice Stabilitate termică m-aramide, PTFE şi fibre inorganice Stabilitate termică şi performanţă fibre de carbon şi fibre ceramice mecanică Rezistenţă la acţiunea agenţilor chimici fibre PTFE Alte proprietăţi fibre de sticlă (cabluri optice) Comportarea mecanică se consideră din punct de vedere al rezistenţei, al modulului şi al fenomenului de fluaj, precum şi al evoluţiei cu temperatura. Conform acestor criterii, fibrele de înaltă performanţă se împart în patru categorii, ilustrate grafic în figura 2. Figura 2. Principalele grupe de fibre de înaltă performanţă Fibrele de înaltă performanţă sunt de natură organică, cel e mai importante fiind fibrele aramidice şi polietilenice şi de natură anorganică. În această categorie sunt incluse fibrele de carbon, sticlă, boron, ceramice, etc. La aceste fibre se adaugă microfibrele şi fibrele din ultima generaţie, aşa numitele fibre specializate. Un domeniu aflat abia la început, dar care demonstrează un potenţial deosebit este cel al nanofibrelor. 27
2.1. Fibre de sticlã Fibra de sticlă este o fibră de natură inorganică, având o structură caracterizată prin lipsa orientării şi a cristalinităţii. Indiferent de compoziţie, sticla este alcătuită dintr-o reţea tridimensională, cu o celulă tetraedrică formată din 4 atomi de oxigen legaţi de un atom de siliciu. Prezenţa a diferiţi ioni metalici conferă reţelei un caracter neregulat şi amorf. Funcţie de compoziţia chimică, în prezent se produc următoarele tipuri de sticlă cu aplicabilitate în obţinerea de fibre Sticlă tip A acest tip de sticlă este rar întâlnit ca fibră; conţine alcali. Sticlă tip AR sunt fibre utilizate pentru ranforsarea cimentului, pentru îmbunătăţirea rezistenţei la impact şi minimizarea tensiunilor interne. Au rezistenţă ridicată la acţiunea alcalilor. Sticlă tip C fibre de sticlă rezistente la acţiunea agenţilor chimici. Sticlă tip E cel mai des folosit tip pentru fibre; se caracterizează prin rezistenţă electrică. Reprezintă 90% din volumul producţiei totale de fibră de sticlă. Sticlă tip S fibre de sticlă cu rezistenţă înaltă; din ce în ce mai folosite pentru materiale compozite avansate. Proprietăţile fibrelor de sticlă depind în mare măsură de compoziţia chimică şi de parametrii termici ai procesului de obţinere. Unele proprietăţi, cum ar fi cele mecanice şi rezistenţa la acţiunea agenţilor chimici se determină direct pe fibră, în timp ce alte proprietăţi, precum densitatea, proprietăţile electrice şi 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 proprietăţi ale fibrelor de sticlă Sticlă tip E Sticlă tip S Sticlă tip C la 23 0 C 3445 4585 3310 Rezistenţă [MPa] la 371 0 C 2620 4445 - la 538 0 C 1725 2415 - Modulul lui Young la 538 0 [MPa] C 81,3 88,9 - Alungire [%] 4,88 5,7 4,8 Densitate (în bloc) [g/cm 3 ] 2,62 2,5 2,56 Rezistenţă la acţiunea 24 h 0,7 0,5 1,1 apei [% pierdere masă] 186 h 0,9 0,7 2,9 Rezistenţă la acţiunea 10% HCl [% pierdere masă] Rezistenţă la acţiunea 10% H 2 SO 4 [% pierdere masă] Rezistenţă la acţiunea 1% Na 2 CO 3 [% pierdere masă] 24 h 42 3,8 4,1 164 h 43 5,1 7,5 24 h 39 4,1 2,2 168 h 42 5,7 4,9 24 h 2,1 2,0 24 168 h 2,1 2,1 31 28
Permitivitate relativă Rezistenţa dielectrică [kv/cm] Coeficient expansiune termică [10-6 /K] Căldură specifică [kj/kg*k] 1 MHz 6,6 5,3 6,9 60 Hz 6,7 5,4-103 130-5,4 1,6 6,3 la 23 0 C 0,810 0,737 0,787 la 200 0 C 1,03-0,90 Fibrele de sticlă sunt neinflamabile şi rezistente la acţiunea căldurii, rezistente la umezeală, la acţiunea agenţilor chimici şi la microorganisme. Fibrele tip E au cea mai slabă rezistenţă la agenţi chimici, fiind distruse chiar şi de acizi minerali în soluţie diluată. Din punct de vedere mecanic, fibrele de sticlă tip E sunt acceptate ca fibre performante. Rezistenţa fibrelor de sticlă este afectată de distrugerea acestora la nivel superficial. Totodată, fibrele de sticlă prezintă oboseală statică, exprimată prin scăderea rezistenţei la creşterea timpului până la distrugere. Principalele domenii de aplicaţie ale fibrelor de sticlă includ: industria aeriană şi aerospaţială, industria constructoare de maşini, construcţii şi inginerie civilă (geotextile), bunuri de larg consum, echipamente industriale, industria electronică, etc. Materialele compozite rigide şi flexibile- rămân până în prezent cel mai important domeniu de utilizare a fibrelor de sticlă. Fibrele optice reprezintă o altă direcţie majoră de dezvoltare a fibrelor de sticlă., utilizabile în comunicaţii audio şi vizuale. Fibrele de sticlă folosite au o calitate deosebită, reclamând condiţii speciale de producţie şi control al acesteia. Caracteristicile mecanice ale fibrelor de sticlă facilitează manipularea acestora la transport şi fixarea cablurilor optice. 2.2. Fibre de carbon Fibra de carbon este definită ca o fibră conţinând cel puţin 90% de carbon, obţinută prin piroliza controlată a unor fibre specifice. Fibrele din care sunt obţinute fibrele de carbon sunt numite fibre precursoare. Atât fibrele de carbon, cât şi 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 şi ordonarea este numai plană. Fibrele de carbon au cele mai ridicate valori pentru modul şi rezistenţă dintre toate fibrele de înaltă performanţă 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 performanţă / costuri de producţie. Diversitatea de fibre precursoare, de procese de producţie şi diferenţele 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, rezistenţă şi temperatura la care se desfăşoară procesul. 29
Criteriu Modul Rezistenţă la întindere Temperatura tratamentului final Tabel 4. Clasificarea fibrelor de carbon [115.16] Clasificare Modul extrem de înalt modulul depăşeşte 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 rezistenţă/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 şi un raport rezistenţă/modul superior la 1x10-2. Cel mai potrivit exemplu este fibra M30 (Toray), cu un modul de 294 GPa. Modul scăzut - fibrele din această categorie au modulul inferior la 100 GPa, precum şi o rezistenţă redusă. În general au structuri izotropice. Cu rezistenţă extrem de înaltă rezistenţa acestor fibre depăşeşte 5 GPa, iar raportul rezistenţă / stiffness variază între 2,0 şi 3,0x10-2. Fibrele de carbon T1000 (Toray) au o rezistenţă la rupere de 7,06 GPa. Cu rezistenţă înaltă - rezistenţa acestor fibre este superioară la 3 GPa, iar raportul rezistenţă / stiffness este de 1,5 şi 2,0x10-2. Fibrele de carbon AS6 (Hercules) au o rezistenţă la rupere de 4,14 GPa Tipul 1 tratamentele termice finale depăşesc 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 rezistenţă înaltă. Tipul 3 temperatura tratamentelor finale nu depăşeşte 1000 0 C, specific fibrelor de carbon de modul şi rezistenţă scăzute. Proprietăţile fibrelor de carbon depind de tipul precursorului şi de gradul de orientare a structurii pe cele două direcţii. Din acest motiv, fiecare fibră prezintă o combinaţie specifică de proprietăţi, ceea ce se poate constitui într-un avantaj când se are în vedere diversitatea de aplicaţii tehnice. Totodată însă, diferenţele între proprietăţi fac extrem de dificilă o echivalenţă între diferitele tipuri de fibre de carbon. Tabelul 5 şi tabelul 6 prezintă valorile orientative pentru principalele proprietăţi ale fibrelor de carbon cu precursor PAN, respectiv derivaţi mesofazici ai petrolului. Tabel 5. Principalele proprietăţi ale fibrelor de carbon cu precursor PAN Proprietăţi Fibre de modul scăzut Fibre de modul înalt Direcţie longitudinală Modul la întindere [GPa] 230 390 Rezistenţă 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 -0.7-0.5 termică la 21 0 C [10-6 /K] Direcţie transversală* Modul la întindere [GPa] 40 21 Coeficientul de expansiune 10 7 30
termică la 50 0 C [10-6 /K] Bloc Densitate [g/cm 3 ] 1,76 1,9 Diametru filamente [μm] 7-8 7 Conţinut carbon [%] 92-97 100 Tabel 6. Principalele proprietăţi ale fibrelor de carbon cu precursori compuşi mesofazici ai petrolului Proprietăţi Fibre de modul Fibre de Fibre de modul scăzut modul înalt foarte înalt Direcţie longitudinală Modul la întindere [GPa] 160 380 725 Rezistenţă 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 Direcţie 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 Conţinut carbon [%] +97 +99 +99 Proprietăţile mecanice ale fibrelor de carbon sunt influenţate de orientarea structurii pe cele două direcţii. Creşterea gardului de orientare pe direcţie transversală are o serie de consecinţe negative, dar şi pozitive. Astfel de fibre sunt dificil de impregnat cu răşină, ceea ce scade capacitatea fibrei de a se lega cu matricea în materialul compozit. Fibrele au în plus o rezistenţă scăzută la forfecare. Pe măsură ce gradul de orientare creşte, interacţiunea între benzile cu straturi de grafen scade, micşorând valoarea modulului de forfecare. Un mare avantaj al fibrelor de carbon este faptul că proprietăţile mecanice nu sunt influenţate de temperatură. Până la 1000 0 C, modulul şi rezistenţa rămân neschimbate. La 1900 0 C se înregistrează o scădere de aproximativ 30%. Peste 2200 0 C, fluajul devine semnificativ. Contracţia indicată de valorile uşor negative ale coeficienţilor de expansiune termică poate fi folosită în combinaţie 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 şi temperatura tratamentului termic aplicat. Valorile relativ ridicate ale conductivităţii pot cauza probleme din punct de vedere electric pe durata producerii unui material compozit. 31
2.3. Fibre aramidice Denumirea de aramidă a fost dată în 1974 unei grupe de poliamide aromatice, cu proprietăţi distincte faţă de poliamidele convenţionale. În prezent există două tipuri de fibre aramidice de înaltă performanţă: fibre para-aramidice şi fibre metaaramidice. Fibrele meta-aramidice sunt caracterizate de tenacitate medie, modul scăzut şi rezistenţă excelentă la temperaturi ridicate, ceea ce le recomandă pentru aplicaţii în care apare riscul inflamabilităţii. Este cazul produselor de protecţie, care asigură izolare termică sau izolare electrică. Cele mai cunoscute exemple sunt fibrele Nomex (DuPont) şi fibrele Conex (Teijin). Fibrele para-aramidice au fost descrise ca fiind fibre cu rezistenţa termică a azbestului şi stiffness a sticlei şi au ca principal reprezentant fibrele Kevlar, produse de DuPont. Sunt fibre de modul şi rezistenţă înalte, fiind caracterizate de o deosebită stabilitate dimensională la temperaturi ridicate. Pe lângă marca firmei DuPont, mai pot fi menţionate şi fibrele para-aramidice Twaron (Enka) şi Technora şi HM-50 (Teijin). Proprietăţile mecanice superioare fac din fibrele para-aramidice o materie primă ideală pentru sistemele de ranforsare a materialelor compozite. Proprietăţile mecanice ale firelor Kevlar şi în general ale firelor para-aramidice, depind de orientarea moleculelor în polimer, de greutatea moleculară şi 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] Rezistenţă [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 forţe de compresiune ridicate sau solicitări de încovoiere este limitată. În general, fibrele para-aramidice sunt caracterizate de o deosebită rezilienţă şi de damage tolerance. Rezilienţa este legată de valoarea specifică la rupere, dar şi de rezistenţa la impact a materialului compozit şi de proprietăţile balistice. Fibrele de Kevlar sunt principala materie primă textilă folosită în protecţia 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 importanţa unei dimensiuni în geometria materialului. Noţiunile 32
de uni, bi şi tridimensional sunt direct legate de modul particular de construcţie al unui material textil. Astfel, un material unidimensional prezintă celelalte două dimensiuni neglijabile în comparaţie 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 obţinute 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 spaţială. 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 operaţii reduce semnificativ timpul de producţie şi permite automatizarea acestuia, rentabilizând întregul proces. Totodată garantează şi îmbunătăţirea calităţii generale a produsului finit, prin posibilitatea de a controla caracteristicile şi proprietăţile preformei textile încă din etapa de proiectare a acesteia. Primele generaţii de materiale compozite cu ranforsări textile erau carente din punct de vedere al comportării la solicitări, al productivităţii şi al aplicabilităţii. În plus, aceste materiale prezentau totodată şi riscul de delaminare pe durata utilizării. Interesul pentru materiale textile tridimensionale utilizabile ca ranforsări pentru compozite cu diferite tipuri de matrice (răşină, metal, ceramică) este o consecinţă directă a trecerii de la aplicaţii de nivel II la aplicaţii de nivel I de încărcare, specifice industriilor aeronautice, spaţiale, medicale (implanturi), construcţii civile şi industriale, etc. Aceste domenii necesită o îmbunătăţire substanţială a calităţii compozitelor şi a rezistenţei la diferite tipuri de solicitări mecanice. Dezvoltarea materialelor textile 3D pentru materiale compozite a fost condiţionată de apariţia unor programe de proiectare şi de modelare extrem de performante, precum şi a noilor generaţii de maşini 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 şi la nivel microscopic. La nivel macroscopic, forma materialului este rezultatul unui anumit proces tehnologic şi al unui anumite scheme de lucru. Forma ranforsării poate fi obţinută prin diferite tipuri de procese tehnologice, de exemplu o ranforsare - bară cu secţiune în I, poate fi produsă prin ţesere, prin tricotare sau prin braiding. Deşi 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 obţine prin toate tipurile de procese cunoscute: ţesere, tricotare, împletire sau procese pentru materiale neţesute. Toate aceste procese au avantaje şi dezavantaje specifice. Ko împarte aceste procese tehnologice în: 33
Procese de la fibră la materialul 3D, care realizează un material de tip neţesut asamblat prin interţesere; Procese de la fir la materialul 3D, care includ toate procesele de prelucrare a firelor ţesere, tricotare, împletire; Combinaţii, reprezentate de procese tehnologice de ţesere sau tricotare care introduc în structura şi pături fibroase. I. Materiale 3D ţesute Cea mai importantă clasă de ţesături tridimensionale o constituie ţesăturile ortogonale, obţinute cu războaie de ţesut speciale, care folosesc sisteme multiple de fire de urzeală şi/sau bătătură. Conform literaturii de specialitate în această grupă sunt încadrate: ţesături ortogonale cu secţiune 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; ţesături tip sandwich (figura 3.c şi 3.d), cu straturi de legătură cu dispunere orizontală sau înclinată; ţesături interlock (figura 3.e), în structura cărora firele care realizează conexiunea se dispun sub un anumit unghi; ţesături triaxiale multistrat (figura 3.f), care combină ţeserea 2D triaxială cu tehnologia 3D multistrat. Figura 3. Tipuri de ţesături tridimensionale II. Materiale 3D împletite Împletirea tridimensională a apărut relativ recent, ca urmare a posibilităţii de a obţine preforme cu proprietăţi mecanice deosebite, a versatilităţii şi a productivităţii ridicate. Deocamdată, în pofida potenţialului demonstrat, aceste procese se află încă în stadiu de laborator, fără aplicabilitate industrială. Complexitatea utilajelor şi limitările fiecăruia în ce priveşte forma şi mişcările posibile fac dificilă şi costisitoare 34
producerea preformelor de braiding 3D. Există două tipuri de maşini de braiding tridimensional, producând două tipuri distincte de materiale: 1) materiale împletite cu interior gol, obţinute pe maşini la care firele au mişcări continue, similar procesului de braiding 2D; 2) materiale împletite solide, produse pe maşini la care firele au mişcări succesive, limitate. Permit o mai mare flexibilitate în ce priveşte forma, dimensiunile şi structura materialelor obţinute. În aceasta grupă sunt incluse următoarele procese: a) Procese în care firele îşi inter-schimbă poziţiile este cazul proceselor AYPEX, Farley şi Fukuta b) Procese în care firele îşi modifică poziţia pe traiectorii prestabilite, printre care cel mai cunoscut este procesul Magnaweave (Florentine) şi procesul 2-step. Pentru exemplificarea noţiunii de împletire tridimensională sunt trecute în revista patru procese care sunt mai cunoscute. Procese de împletire solid Este procesul la care mişcarea firelor este continuă. Firele se dispun pe toată aria secţiunii (aşa numitele materiale solide ). Forma şi dimensiunile sunt limitate de numărul de conducători utilizat maxim 24. Funcţie de numărul de sisteme de fire, se pot produce mai multe geometrii, prezentate în figura 3.4. Procesul AYPEX În acest proces, firele îşi schimba poziţiile între ele în mod succesiv (denumirea AYPEX vine de la iniţialele Adjacent Yarn Package EXchange). Firele îşi pot schimba poziţia pe direcţie verticală sau orizontală figura 4. Figura 4. Procesul de împletire AYPEX Procesul 2-step Procesul 2-step este astfel denumit deoarece implică două mişcări distincte pentru fiecare conducător de fir. Firele sunt împărţite în două sisteme: un sistem longitudinal (axial), în care firele sunt aranjate într-o configuraţie prestabilită (rectangulară, circulară, pătratică, etc) şi 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 35
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 şi rezistenţă pe direcţie axială, dar şi de îmbunătăţire a comportării mecanice în plan, datorita prezenţei firelor suplimentare de legătură. Se pot obţine materiale cu secţiune 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 mişcări carteziene realizate de grupuri de fire, pe coloane şi rânduri constituite de conducătorii de fir. Rândurile şi coloanele sunt deplasate de bobine sau pistoane pneumatice sau hidraulice. În primele două etape ale procesului coloanele şi rândurile (ordinea este preferenţială) sunt deplasate cu o distanţă prestabilită. În celelalte două etape coloanele şi rândurile sunt readuse în poziţia iniţială. Un astfel de ciclu este ilustrat în figura 6. În finalul ciclului firele îşi modifică poziţia, dar nu revin la poziţia iniţială decât după 36 de cicluri. 36
Figura 6. Etapele procesului Magnaweave (Floretine) Procese de împletire cu interior gol O altă metodă de a obţine împletituri 3D este utilizarea de inserţii cu forme complexe în braiding 2D circular. Se obţin 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 secţiune variabilă - preforme complexe III. Materiale neţesute tridimensionale Deşi Adanur încadrează aceste materiale ca ţesături, majoritatea autorilor, precum şi specialiştii din industria compozitelor pe bază de carbon, le consideră ca neţesute ortogonale. Materialele neţesute ortogonale sunt caracterizate prin dispunerea controlată a fibrelor pe cele trei direcţii, 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 circumferinţă, pe direcţie radială şi axială. Se obţin materiale de ranforsare pentru aplicaţii de tip piese cilindrice, conice sau cu secţiuni convergente divergente. Fibrele sunt introduse 37
radial într-o mandrilă. Fibrele de pe circumferinţă 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 răşină şi îşi sunt polimerizate în mandrilă. Figura 8 prezintă o celulă a unui material neţesut ortogonal radial. În cazul structurilor plane, fibrele de ranforsare se dispun pe cele trei direcţii, fără a intra în interacţiune. Celula unui material neţesut plan este exemplificată în figura 9. Izotropia sau anizotropia este determinată de cantitatea de fibre de pe fiecare direcţie. Materialele neţesute ortogonale plane sunt mai puţin potrivite pentru preforme cu formă complexă decât materialele neţesute ortogonale radiale. Au însă proprietăţi mecanice mult mai bune, în special datorită celulelor structurale de dimensiuni mai mici. Figura 8. Celulă polară material neţesut 3D Figura 9. Celulă plană material neţesut 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 obţine 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 proprietăţilor de drapaj; gradul înalt de complexitate a formelor; utilizarea maşinilor existente, fără a necesita modificări majore; se pot obţine materiale compozite cu proprietăţi la impact superioare. Tricoturile 3D dezvoltate până în prezent pot fi grupate în trei categorii: tricoturi multiaxiale (multistrat); tricoturi conturate tridimensional şi tricoturi sandwich. 3.3.2. Tricoturi multiaxiale Tricoturile multiaxiale sunt caracterizate de prezenţa unor straturi de fire cu dispunere înclinată, suprapuse şi asamblate în tricot. Deşi cele mai cunoscute şi cu aplicabilitate practică sunt tricoturile multiaxiale din urzeală, există şi tricoturi multiaxiale din bătătură, aflate deocamdată în stadiu de laborator. 38
1. Tricoturi din urzeală multiaxiale Tricoturilor din urzeală multiaxiale sunt tricoturi multistrat, având o construcţie 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 şi +/- 45 0, iar tricotul este realizat cu evoluţii lănţişor sau trico figura 10. Figura 10. Principiul constructiv al tricoturilor din urzeală multiaxiale Ranforsarea cu fire dispuse sub diferite unghiuri îmbunătăţeşte comportarea mecanică a tricoturilor multiaxiale pe direcţiile de ranforsare, precum şi proprietăţile de forfecare. În contrapartidă, rigiditatea sporită reduce semnificativ formabilitatea acestor tricoturi. Tehnologia LIBA Sistemul realizat de Liba funcţionează pe principiul depunerii în straturi orizontale, suprapuse a firelor. Firele sunt preluate şi întinse pe lăţimea mesei de alimentare de către cărucioare speciale. Cărucioarele se deplasează sub unghiuri prestabilite 0 0, 90 0 şi între 30 0 şi 60 0, realizând astfel înclinarea firelor în strat conform proiectării. Straturile sunt apoi aduse în zona de tricotare, unde acele pătrund prin straturi şi formează ochiurile, realizând conexiunea întregului ansamblu. Se poate introduce şi un strat de material neţesut. Figura 11 prezintă principiul de funcţionare al sistemului Liba CNC. Deşi compactitatea tricotului este superioară, pătrunderea acelor de tricotat pe grosimea straturilor de fire şi posibil material neţesut suplimentar determină distrugerea fibrelor şi pierderea locală a caracterului de linearitate al firelor. Figura 11. Principiul producerii tricoturilor multiaxiale pe mașini CNC (Liba) 39
3.3.3. Tricoturi conturate tridimensional Tehnica conturării 3D nu este nouă primul caz de aplicaţie este realizarea călcâielor la ciorapi pe maşini circulare cu diametru mic, apoi, începând din anii 70 a fost şi este utilizată cu succes pentru produsele fully-fashion (cu grad înalt de asamblare) de îmbrăcăminte produse pe maşinile rectilinii de tricotat. Preformele tricotate conturate tridimensional au apărut la începutul anilor `90, favorizate de dezvoltarea tehnologiei de tricotare pe maşini rectilinii apariţia generaţiilor de maşini electronice, dezvoltarea sistemelor CAD, a dispozitivelor de tragere concentrată cu baghete, utilizarea platinele de închidere. Deşi s-au făcut progrese semnificative în acest domeniu în ce priveşte diversitatea formelor obţinute, acest tip de preforme se află deocamdată încă în stadiu de laborator. Conturarea spaţială se bazează pe trei metode: utilizarea unor combinaţii de structuri sau evoluţii diferite, care să prezinte o dispunere diferită. Un astfel de exemplu este ilustrat în figura 3.15.a. Tricotul este o combinaţie de zone semifang decalate. Deplasarea laterală efectuată după fiecare rând va determina înclinarea în sensuri opuse a celor două tipuri de zone şi dispunerea 3D a tricotului figura 3.15.b. Limitările acestor tricoturi se referă la lipsa de omogenitate a proprietăţilor întregului material şi diversitatea redusă de forme. utilizarea lungimii de ochi dinamice, zonele cu ochiuri de lungimi diferite prezentând geometrii diferite. Ambele metode sunt restrictive şi limitative. Din acest motiv, preformele conturate spaţial sunt produse cu a treia metodă. tehnica tricotării de rânduri incomplete, cu menţinerea ochiurilor pe acele selectate să staţioneze până în momentul reintroducerii în lucru - succesive sau simultane. Prezenţa unui număr suplimentar de rânduri determină modificarea dispunerii plane a tricotului, în conformitate cu poziţionarea, forma şi dimensiunile zonelor de rânduri incomplete. Ca evoluţii de bază se pot utiliza glat şi patent, cea mai des întâlnită fiind evoluţia glat. Preformele conturate 3D pot fi clasificate având în vedere tipul tricotului supus conturării: tricoturi plane, indiferent de legătura utilizată se pot obţine forme extrem de diverse, de la spirale, la semisfere, sfere complete sau cuburi. tricoturi tubulare, a căror conturare spaţială creează tuburi cu diverse geometrii, utilizabile ca preforme pentru materiale compozite destinate tuburilor de canalizare. Proiectarea şi realizarea acestui tip de preforme implică convertirea formei 3D finale la forma plană iniţială, numită desfăşurata tricotului. Indiferent de tipul tricotului, plan sau tubular, desfăşurata prezintă zonele de conturare spaţială dispuse astfel încât să se obţină forma dorită. Tricoturi plane conturate tridimensional În cazul unei preforme cuboide, realizarea conturării necesită unele modificări în arhitectura cubului. Forma şi desfăşurata unui cub (figura 12) este alterată, pentru a permite tricotarea incompletă (figura 13). 40
Figura 12. Desfăşurata unui cub şi modul de asamblare la margini Figura 13. Desfăşurata tricotului şi dispunerea tridimensională finală Utilizând aceeaşi metodă, tricotul poate fi ranforsat prin introducerea de fire suplimentare de urzeală şi de bătătură. Prezenţa ambelor tipuri de fire determină o dispunere uniformă pe întreaga suprafaţă a cubului, cu influenţă asupra comportării omogene a preformei. Inserarea firelor în structura glat se face în etape, determinând o structură stratificată. Producerea preformei cuboide menţine aceeaşi desfăşurată a tricotului, aspectul preformei fiind prezentat în figura 14. Figura 14. Preformă cuboidă produsă în structură glat cu fire suplimentare de urzeală şi bătătură [33] Alte exemple de preforme obţinute prin tricotare plană includ semisfere şi sfere, precum şi discuri şi spirale. În cazul preformelor semisferice, cele mai ilustrative produse sunt căştile, 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. 41
Figura 15. Cască din fibre aramidice formă teoretică, desfăşurată şi aspect al preformei finale În figura 16 se prezintă desfăşurata şi aspectul final al unei preforme discoidale, produsă în structură glat ranforsată cu fire de urzeală şi de bătătură. Figura 16. Preformă discoidală desfăşurata şi aspectul final Tricoturi tubulare conturate tridimensional Conturarea tricoturilor tubulare prin tricotare incompletă conduce la obţinerea de tuburi în U sau de tuburi în T. Tuburile în U sunt tuburi de secţiune constantă, cu dispunere curbată, datorată unei secvenţe de zone de conturare prin tricotare incompletă. Dimensiunile şi numărul de repetiţii al acestor zone determină gradul de curbură al tubului. Figura 17 prezintă desfăşurata şi aspectul unui tub în U, realizat din fibre de sticlă. Figura 17. Tub în U, realizat din fibre de sticlă 42
Tuburile conturate în T sunt caracterizate de două zone distincte, cu lăţime 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 operaţiei de îngustare se continuă tricotarea pe acele rămase în lucru, de această dată tricotându-se tubular. Pentru a realiza îngustarea simultană se foloseşte 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. Totuşi, în cazul firelor de modul înalt, precum sticla, încheierea prin tricotare ridică probleme de calitate, datorită fragilităţii extreme a firelor. Această fragilitate, în condiţiile transferurilor succesive, determină distrugerea masivă a filamentelor din fire şi implicit scăderea rezistenţei 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 şi fără zonă suplimentară. Figura 19. Tuburi conturate în T, fără şi 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, definiţie care este ilustrată în figura 20. 43
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 maşini rectilinii, cât şi pe maşini circulare. Tricoturile sandwich cu legătură prin straturi tricotate au apărut ca urmare a dezvoltării tehnologiei maşinilor rectilinii electronice şi deocamdată sunt încă în stadiu experimental, cu potenţial 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 şi 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 maşini 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 şi ultimul grup să producă tricoturile exterioare separate, iar grupul inermediar să depună firele de legătură pe ambele fonturi. Bineînţeles, după ce tricotul (ansamblul) este scos de pe maşină, nu mai este secţionat şi separate cele două tricoturi. Figura 21. Poziţia relativă a organelor de producere a ochiurilor RDPLM 6 (Karl Mayer) 44
Structura straturilor exterioare depinde de proprietăţile impuse de destinaţie: închisă sau deschisă. În cazul structurilor închise (figura 22), evoluţia 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 şi efecte care se pot obţine. 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 şi 10 mm, funcţie de ecartamentul fonturilor. Pentru aplicaţii 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 aplicaţii mai des menţionate, tricoturile din urzeală sandwich pot fi utilizate în: medicină (ortopedie, terapii de reabilitare, saltele speciale); aplicaţii care necesită proprietăţi de noninflamabiltate; industria automobilelor, ca material de tapiserie; industria de încălţăminte. Tricoturi sandwich cu legătură prin fire se pot realiza şi utilizând tehnologiile de tricotare pe direcţia bătăturii. Grosimea tricoturilor este redusă, fără posibilităţi de mărire, ceea ce implică o limitare. Din punct de vedere structural şi constructiv, nu există diferenţe între tricoturile sandwich produse pe maşini rectilinii şi cele realizate pe maşini circulare. Din punct de vedere tehnologic, dezvoltările aduse mecanismelor maşinilor rectilinii permit prelucrarea firelor de modul înalt de tip sticlă, carbon sau aramidă şi în consecinţă obţinerea 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. 45
Figura 23. Tricot din bătătură sandwich cu evoluţii glat Independenţa straturilor exterioare reclamă structuri cu evoluţii de bază glat: glat, glat derivat sau glat cu fire suplimentare, în general fire de căptuşeală. În cazul introducerii firelor de căptuşeală se obţin tricoturi caracterizate de o compactitate mărită, o grosime de asemeni mărită, precum şi o extensibilitate redusă. Tricoturi sandwich cu legătură prin straturi tricotate Legarea tricoturilor sandwich prin straturi tricotate oferă avantaje în ce priveşte obţinerea de forme complexe şi grosimea ansamblului. Producerea acestor tricoturi necesită condiţii speciale referitoare la tragere, singura tehnologie care le îndeplineşte fiind cea a maşinilor 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 opreşte şi se începe tricotarea stratului de legătură. După încheierea acestuia şi 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 condiţiilor restrictive implicate de structurile sandwich. Tricotarea stratului de legătură reclamă staţionarea cu menţinerea ochiurilor pe ace un număr de rânduri, ceea ce determină tensiuni 46
extrem de puternice în tricoturile exterioare, împiedicând desfăşurarea normală a tricotării. Din acest motiv este preferabil să se lucreze pe ace selectate 1:1 acele impare sunt folosite pentru tricoturile exterioare şi acele pare pentru stratul de legătură. Tensiunea introdusă prin staţionarea tricoturilor independente este diminuată şi controlabilă prin tragerea concentrată. Evident, compactitatea tricoturilor este diminuată, cu influenţe negative asupra comportării mecanice şi a cantităţii 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 şi modul de dispunere: 1. straturi unice 2. straturi duble Tricoturi sandwich cu straturi unice de legătură Straturile unice de legături sunt straturi obţinute prin tricotarea unui singur tricot, pe una sau pe ambele fonturi. Startul de legătură glat (figura 3.30) este cel mai frecvent întâlnit şi 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 şi interloc, compactitatea este îmbunătăţită, cu limitări în ce priveşte 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 combinaţie, aşa cum este prezentat în figura 26. 47
Figura 26. Modalităţi de dispunere a straturilor de legătură unice Dispunerea orizontală (1) se obţine prin tricotarea stratului de legătură în timp ce tricoturile exterioare staţionează. Tricotarea unui număr suplimentar de rânduri întrunul din tricoturile independente, anterior stratului de legătură sau pe durata producerii acestuia, pentru a micşora 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 şi înclinate este prezentat în figura 27. Figura 27. Aspectul tricoturilor sandwich cu straturi de legătură unice orizontale şi 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, aşa cum este ilustrat în (3). 48
Figura 28. Schema de lucru pentru un strat de legătură dublu Figura 29. Tipuri de straturi de legătură duble Figura 30 ilustrează aspectul secţiunii unor tricoturi sandwich cu straturi duble de legătură. Figura 30. Aspectul tricoturilor cu straturi de legătură duble 49
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. 50
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; 51
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]. 52
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. 53
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: Mcosψ, M=IIMII (2.1) B PX B 54
Unde: ψ B unghiul înclinării planului BCD în raport cu planul tricotului X B este coordonata punctului B pe axa X PX B este componenta pe axa X a forței P definite în punctul B al segmentului B`AB. Raza secțiunii arcului BCD este: B R (2.2) M Unde B este rigiditatea la încovoiere a firului. Ecuațiile care definesc configurația segmentului sunt: X X B R sin ε cosψb Rsin ηcosψb Y YB R sin ε cosψ B R sin ηcosψ B (2.3) Z Z B R cos R 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 M z și M x și un cuplu de forțe mdin segmentul BCD. În punctul acționează aceleași forțe și momente, dar de sens opus, cu excepția componentei Y a PX B, 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, m i și n i sunt cosinusurile unghiurilor dintre axe, care pot fi determinate ca unghiuri euleriene ψ, θ și φ (figura 2.5): X Y Z l 1 m 1 n 1 x l 2 m 2 n 2 y l 3 m 3 n 3 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 φ 55
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: 2 2 2 B(k1 k 2) Cτ 2Pcosθ constant L' C τ constant N (2.4) B(k1n1 k 2n 2) Cτn3 constant Mz 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: dx l3 sin cos ds dy m3 sin sin (2.5) ds dz n3 cos ds Prin sistemul de ecuații se exprimă ca: ds 1 (2.6) du 2 2 3 l n 2 m zn p l m z 2p(u ( )u ( )u ) 2p p p 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: 1 (cos sin s B cd (2.7) 2 p (cos cos ) Determinarea forțelor și momentelor Conform ipotezei 4, distanța minimă BB din planul tricotului este egală cu diametrul firului d. Distanța dintre punctele corespunzătoare este: 56
2 2 δ (X1 X2) (Z1 Z2) (2.8) Unde X 1 și Z 1 se referă la segmentul BC și X 2 și Z 2 se referă la segementul B C. Rezultă: d d( X 1 X 2 ) d( Z1 Z 2 ) 2( X 1 X 2 ) 2( Z1 Z 2 ) d d d (2.9) 2 4 R(cos 1) cos sin R sin cos cos ( R cos Z B 2 B B) sin Unde: 2 2 ( X 1 X 2 ) ( Z1 Z 2 ) d 1 1 d d 2 1 d Ecuația (2.9) este zero atunci când δ 1 este minim. Soluția ecuației poate fi obținută prin metode numerice, determinând astfel δ 1. 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: X X B R sin cos B R sin cos B (2.10) Z R cos R cos Z X Z 0 0 sin cos ds cos ds B (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: de 1 2 2 1 2 B( k1 k2 ) _ C (2.12) ds 2 2 Energia potențială a segmentului AB este dată de relația: sb l eab ( p cos ) ds (2.13) 2 0 Energia potențială a segmentului BC este dată de relația: e 1 1 BC ( ) 2 R( ) (2.14) 2 R 2 2 2R Energia totală a ochiului de tricot va fi: ls ( ) B U el pz 2 16( B ) s R R B ( ) 2 2 (2.15) 2 57
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) 58
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, s AB 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 P x și verticală P y. 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). 59
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) 60
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 cos 2 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 = sinγ{f (e1, j1b) - 2 e (e1, j1b)} + 2 cosγe1 cosj1b C3 = cosγ{f (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 ε t și deformarea transversală ε n 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). 61
Dispunerea firului în ochiul de tricot poate fi descrisă de următoarele ecuații: {X i } n, k = {X i } 0, 0 + nb kn (2.34) {Y i } n, k = {Y i } 0, 0 + ka kn (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 (A kn și B kn ). 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. 62
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 63
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 ε E iar valoarea sa maximă se exprimă ca: L 0 D E D lim ( ) D (2.36) ε S0 Unde: L 0 = lungimea dintre capetele firului S 0 = lungimea inițială a arcului format de fir L0 (εε (2.37) 1 L0 (1 )S0 ε ε 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: Π D(ε(ε dl d (ε 1)l s (2.38) A B Unde A și B sunt puncte din planul {l, l s }, cu coordonatele (l 0, 0) și (l, l s ). 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: a * d c d d c d a K ( 0 ) ( 0 ) ( ) ( ) dd c (2.39) 2 2 a0 Unde K este rigiditatea la compresiune a firului în raport cu lungimea sa, iar d 0 și d c 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 64
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 L h 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: r h λ τ g g Πb LhK crdr LhKc ( )d( ) K γdλ K ττdτ 2 2 (2.40) r0 h0 χ 0 τ0 Unde K c este coeficientul rigidității la compresiune fir-fir K λ este coeficientul rigidității la încovoiere a firului K τ este coeficientul rigidității la torsiune a firului 2 2 Lh Ψ r p (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. 65
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: kp i q R s, s r, p, (2.42) i i i, 1i 2i i i i 1:4 Unde R i este vectrul de poziție a celulei în 3D sau în 2D; s 1i și s 2i sunt parametri scalari, care definesc lungimea de fir redistribuită prin noduri; r i, p i și λ i 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 66
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 67
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 68
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. Structură 1 Glat 2 Patent 1x1 3 Lincs 1x1 Materia primă x1 Tabel 3.1. Organizarea experimentului Variabile inițiale Tensiune în fir la Poziție camă de buclare NP alimentare T x2 a [cn] x3 Minim Mediu Maxim Minim Maxim PNA 11.5-12.5 11-13 22-24 PES HT 11.5 12.0 12.5 12-14 32-34 PNA 9.5-10.5 11-13 22-24 PES HT 9.5 10.0 10.5 12-14 32-34 PNA 11.5-12.5 11-13 22-24 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. 69
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 70
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 D o și pe verticală D v lungimea de fir din ochi l ochi 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 / D o (3.1) B = 100 / D v (3.2) Pentru tricoturile lincs, s-a calculat și valoarea înălțimii convenționale a ochiului B c, pentru care s-a considerat γ=60 0. B c = B/sin γ (3.3) coeficientul pasului k A și al înălțimii ochiului k B ka = A/d (3.4) kb = B/d (3.5) unde d = diametrul firului (mm), determinat experimental coeficientul desimilor C C = D o /D v = B/A (3.6) factorul cover K K Ttex l (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. 71
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 B c. 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 Variantă tricot Do [ș/10 cm] Parametri determinați Dv l [r/10 ochi [mm] cm] M/m 2 [g] A [mm] k A Parametri calculați B [mm] k B 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 B c =B/sin 60 0 Comparând valorile parametrilor de structură pentru cele patru variante experimentale și legăturile considerate se pot sublinia următoarele: 72
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 k A și a înălțimii ochiurilor k B 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. 73
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%). Variatia M/m2 fire PNA 700 600 1 500 400 300 200 100 M/m2 Glat Patent Lincs Varianta tricot 3 Glat Patent Lincs 0 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. 74
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 75
mostrelor, determinând modificarea geometriei ochiurilor. Această neuniformitate a devenit evidentă după relaxare, mai ales în cazul tricoturilor patent, dar și pentru tricoturile lincs (structuri cu ochiurile dispuse în două planuri). De altfel, în cazul variantei de tricot patent P_10.5_T3, corespunzătoare desimii de suprafață celei mai reduse, neuniformitatea ochiurilor a făcut imposibilă determinarea parametrilor de structură. La marginea tricoturilor (patent și lincs) produse cu o desime mai mare, marginea tricoturilor a prezentat o deformare, cauzată de tensiunile mai ridicate la capetele zonei de ace în lucru (figura 3.12). Acest lucru indică o influență a tensiunii în fir asupra lungimii de fir din ochi și asupra geometriei ochiului. Figura 3.12. Tricot lincs aspectul marginii Parametrii de structură au fost determinați și calculați conform metodologiei prezentate și sunt centralizați în tabelele 3.4, 3.5 și 3.6. S-a preferat prezentarea separată a parametrilor, conform evoluției, pentru a putea evidenția particularitățile modului în care variază aceștia și influența factorilor selectați în matricea experimentală. Tabel 3.4. Valorile parametrilor de structură pentru variantele glat din fire PES Variantă tricot Do [ș/10 cm] Parametri determinați Dv l [r/10 ochi [mm] cm] M/m 2 [g] Parametri calculați A k A B k B 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 Do Dv l tricot [ș/10 [r/10 ochi M/m 2 [mm] [g] cm] cm] A k A B k B 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 76
Variantă tricot Raport științific Tabel 3.6. Valorile parametrilor de structură pentru variantele lincs 1x1 din fire PES Parametri determinați Parametri calculați Do Dv l [ș/10 [r/10 ochi M/m 2 A k [mm] [g] A B B c k B C K cm] cm] 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. 77
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. 78
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, 79
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 barieră 80
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. 81
Fir PNA rasucit Nm 28/2/3 1. Glat Tabel 3.7. Valori experimentale testare la întindere pe direcție transversală tricot glat fire PNA Tricot Rezist specifica Limita proportionalitate Curgere Maxim Modul E Nr. rand/ elast curgere maxim [cn/mm] mostra F [N] E [mm] F [N] E [%] F [N] E [%] [cn/rand] [cn/rand] [cn/rand] G_11.5_T3_T 36.6 73.28 235.8 122.6 326 162.8 49.945 25 146.4 943.20 1304 G_11.5_T6_T 49.28 71.24 267.54 127.3 400.84 168.47 69.175 27 182.5185 990.89 1484.59 G_12.5_T3_T 39.6 82.2 194.96 133.2 301.56 172.72 48.175 21 188.5714 928.38 1436 G_12.5_T3_T 40.8 78.88 157.5 131 339.65 171.2 51.724 22 185.4545 715.91 1543.86 Tabel 3.8. Valori experimentale testare la întindere pe direcție longitudinală tricot glat fire PNA Tricot Rezist. specifica Limita proportionalitate Curgere Maxim Modul E Nr. sir/ elast curgere maxim [cn/mm] mostra F [N] E [mm] F [N] E [%] F [N] E [%] [cn/sir] [cn/sir] [cn/sir] G_11.5_T3_L 43.8 59.98 429.1 122.8 429.1 132 73.02 15 292 2860.67 2860.67 G_11.5_T6_L 44.24 55.54 431.4 126 431.4 126 79.65 15 294.93 2876.00 2876.00 G_12.5_T3_L 37.2 48.29 347.34 101.28 362.5 106.42 77.03 14 265.71 2481.00 2589.29 G_12.5_T6_L 41.1 50.26 389.94 109.62 399.32 113.18 81.77 14 293.57 2785.29 2852.29 2. Patent 1x1 Tabel 3.9. Valori experimentale testare la întindere pe direcție transversală tricot patent 1x1 fire PNA Rezist specifica Limita proportionalitate Curgere Maxim Modul E Nr. rand/ elast curgere maxim [cn/mm] mostra F [N] E [mm] F [N] E [%] F [N] E [%] cn/rand cn/rand cn/rand P_9.5_T3_T 35.4 186.67 147.8 250.25 320.4 362.85 18.964 24 147.50 615.83 1335 P_9.5_T6_T 39.9 149.84 325.82 283.68 394.86 325.76 26.628 26 153.46 1253.15 1518.69 P_10.5_T3_T 37.34 228.16 143.48 300.48 262.9 388.1 16.366 19 196.53 755.16 1383.68 P_10.5_T6_T 37.3 179.2 235.75 288.8 330.7 349.8 20.815 22 169.55 1071.59 1503.18 82
Tabel 3.10. Valori experimentale testare la întindere pe direcție longitudinală tricot patent 1x1 fire PNA Rezist specifica Limita proportonalitate Curgere Maxim Modul E Nr. sir/ Elast Curgere Maxim [cn/mm] mostra F [N] E [mm] F [N] E [%] F [N] E [%] cn/sir cn/sir cn/sir P_9.5_T3_L 68.74 51.22 728.34 123.66 728.34 123.66 134.2054 14 491.00 5202.43 5202.43 P_9.5_T6_L 72.02 61.04 730.4 141.52 730.4 112.9 117.9882 14 514.43 5217.14 5217.14 P_10.5_T3_L 67.6 47.7 712.25 112.9 712.2 112.9 141.7191 13 520.00 5478.85 5478.46 P_10.5_T6_L 67.1 53.4 657.75 120.8 665 123.1 125.6554 13 516.15 5059.62 5115.38 3. Lincs 1x1 Tabel 3.11. Valori experimentale testare la întindere pe direcție transversală tricot lincs 1x1 fire PNA Tricot Rezist specifica Limita proportionalitate Curgere Maxim Modul E Nr. rand/ elast curgere maxim [cn/mm] mostra F [N] E [mm] F [N] E [%] F [N] E [%] cn/rand cn/rand cn/rand L_11.5_T3_T 57.4 97.2 443.6 213.03 495.17 231.33 59.05 16 358.75 2772.50 3094.81 L_11.5_T6_T 62.13 98 456.38 207.6 483.9 211 63.40 17 365.47 2684.59 2846.47 L_12.5_T3_T 41.36 107.34 325.68 214.36 363.32 231.56 38.53 13 318.15 2505.23 2794.77 L_12.5_T6_T 43.6 103.94 380.02 209.68 412.78 226.25 41.95 14 311.43 2714.43 2948.43 Tabel 3.12. Valori experimentale testare la întindere pe direcție longitudinală tricot lincs 1x1 fire PNA Tricot Rezist specifica Limita proportionalitate Curgere Maxim Modul E Nr. sir/ Elast Curgere Maxim [cn/mm] mostra F E [mm] F [N] E [%] F[N] E [%] 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 L_11.5_T6_L 35.12 119.14 260.18 208.16 294.22 226.46 29.48 14 250.86 1858.43 2101.57 L_12.5_T3_L 36.96 109.46 231.04 175.96 321.12 214.8 33.77 13 284.31 1777.23 2470.15 L_12.5_T6_L 36.72 101.1 301.52 167.8 326.38 208.76 36.32 13 282.46 2319.38 2510.62 83
Fir PES 2x1110 dtex 1. Glat Tabel 3.13. Valori experimentale testare la întindere pe direcție transversală tricot glat fire PES HT Rezist specif Limita proportionalitate Curgere Maxim Modul E Nr. rand/ elast curgere maxim [cn/mm] mostra F E F [N] E [%] F [N] E [%] cn/rand cn/rand cn/rand G_11.5_T3_T 88.56 59.96 623 99.94 837.8 94.5 147.7 22 402.55 2831.82 3808.18 G_11.5_T6_T 115.22 52.44 910 105.7 985.8 115 219.7 26 443.15 4136.36 3791.54 G_12.0_T3_T 77.73 65.48 578.15 118.18 724.5 124.7 118.7 20 388.65 2627.95 3622.50 G_12.0_T6_T 104.6 59.94 848.8 111.84 942.4 125.82 174.5 26 402.31 3858.18 3624.62 Tabel 3.14. Valori experimentale testare la întindere pe direcție longitudinală tricot glat fire PES HT Rezist specif Limita proportionalitate Curgere Maxim Modul E Nr. sir/ Elast Curgere Maxim [cn/mm] mostra F E F [N] E [%] F [N] E [%] cn/sir cn/sir cn/sir G_11.5_T3_L 81.6 49.18 404.25 60.18 844.3 94 165.9 27 302.22 1497.22 3127.04 G_11.5_T6_L 95.9 52.73 741.25 92.1 912.5 106.95 181.9 29 330.69 2556.03 3146.55 G_12.0_T3_L 124.96 26.47 988.2 60.94 1136 71.74 472.1 22 568.00 4491.82 5163.64 G_12.0_T6_L 126.5 23.4 822.5 46.33 1093.5 57.23 540.6 20 632.50 4112.50 5467.50 2. Patent 1x1 Tabel 3.15. Valori experimentale testare la întindere pe direcție transversală tricot patent 1x1 fire PES HT Rezist specif Limita proportionalitate Curgere Maxim Modul E Nr. rand/ elast curgere maxim [cn/mm] mostra F E F [N] E [%] F [N] E [%] cn/rand cn/rand cn/rand P_9.5_T3_T 45.24 150.3 113.25 189.45 295.15 253.8 30.10 26 174.00 435.58 1135.19 P_9.5_T6_T 50.25 161.48 147.33 219.4 350 303 31.12 30 167.50 526.43 1250.00 P_10.0_T3_T 16.18 126.98 136.38 200.33 164.83 233 12.74 26 62.23 524.54 633.96 P_10.0_T6_T 17.19 172.5 141.8 277.4 234.03 216 9.97 30 57.30 472.67 780.10 84
Tabel 3.16. Valori experimentale testare la întindere pe direcție longitudinală tricot patent 1x1 fire PES HT Rezist specif Limita proportionalitate Curgere Maxim Modul E Nr. sir/ Elast Curgere Maxim [cn/mm] mostra F E F [N] E [%] F [N] E [%] cn/sir cn/sir cn/sir P_9.5_T3_L 125 91.6 903.8 140.5 1113.8 164.5 136.46 27 462.96 3347.41 4125.19 P_9.5_T6_L 129.2 70.7 1180 140.1 1180 140.1 182.74 30 430.67 3933.33 3933.33 P_10.0_T3_L 124.45 69.7 1068.5 116.8 1068.5 116.8 178.55 22 565.68 4856.82 4856.82 P_10.0_T6_L 74.74 42.06 708 74.52 708 74.52 177.70 22 339.73 3218.18 3218.18 3. Lincs 1x1 Tabel 3.17. Valori experimentale testare la întindere pe direcție transversală tricot lincs 1x1 fire PES HT Rezist specif Limita proportionalitate Curgere Maxim Modul E Nr. rand/ elast curgere maxim [cn/mm] mostra F E F [N] E [%] F [N] E [%] cn/rand cn/rand cn/rand L_11.5_T3_T 98.53 69.83 689.25 118.18 871.5 134.25 141.10 42 234.60 1641.07 2075 L_11.5_T6_T 93.6 56.58 872.6 114.26 872.6 114.26 165.43 46 203.48 2077.62 2077.62 L_12.0_T3_T 83.2 73.18 563.2 122.1 770.25 139.25 113.69 36 231.11 1340.95 1833.93 L_12.0_T6_T 98.8 65.23 715 180 715 180 151.46 42 235.24 1702.38 1702.38 Tabel 3.18. Valori experimentale testare la întindere pe direcție longitudinală tricot lincs 1x1 fire PES HT Rezist specif Limita proportionalitate Curgere Maxim Modul E Nr. sir/ elast curgere maxim [cn/mm] mostra F E F [N] E [%] F E [%] cn/sir cn/sir cn/sir L_11.5_T3_L 110.56 108.67 673.3 156.71 849.3 175.88 112.93 20 552.8 3366.50 4246.50 L_11.5_T6_L 122.72 98.63 741.6 159.55 882.9 184.2 82.71 20 613.6 3708.00 4414.50 L_12.0_T3_L 81.58 90 690 174.5 727.5 180 91 20 407.9 3450.00 3637.50 L_12.0_T6_T 116.38 100.83 979.25 189.65 992.25 192.15 115 20 581.9 4896.25 4961.25 85
Rezistența specifică a tricoturilor se definește pe direcție transversală și longitudinală ca fiind: FTi R T (3.8) Nr FLi R L (3.9) Ns Unde: R T și R L reprezintă rezistența specifică determinată pe direcție transversală, respectiv longitudinală; F Ti 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) N r și N s 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: Fe E (3.10) Ee Unde: E este modulul de elasticitate (cn/mm), F e este forța înregistrată la limita de proporționalitate (cn) și E e 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%. 86
Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Glat Transv PNA Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Glat Longit PNA 450 400 350 500 450 400 300 350 Forta [N] 250 200 150 Forta [N] 300 250 200 Limita curgere Limita rupere Limita porportionalitate 100 150 50 100 0 G_11.5_T3_T G_11.5_T6_T G_12.5_T3_T G_12.5_T3_T Limita curgere Limita rupere Limita proportionalitate 50 0 G_11.5_T3_L G_11.5_T6_L G_12.5_T3_L G_12.5_T6_L Figura 3.20. Figura 3.21. Comparatie rezist specifice Glat Transv PNA Comparatie rezist specifice Glat Longit PNA 1800 3500 1600 1400 1200 1000 800 600 Proportionalitate Curgere Rupere Rezist specif [cn/sir] 3000 2500 2000 1500 1000 400 500 200 0 G_11.5_T3_T G_11.5_T6_T G_12.5_T3_T G_12.5_T3_T 0 G_11.5_T3_L G_11.5_T6_L G_12.5_T3_L G_12.5_T6_L Proportionalitate Curgere Rupere Figura 3.22. Figura 3.23. 87
Comparatie alungiri rupere Glat PNA 200 180 160 140 120 E [%] 100 80 60 40 20 0 1 2 3 4 Variante de tricot Transv Longit Figura 3.24. Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Patent Transv PNA 800 Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Patent Longit PNA 450 400 350 300 700 600 500 F [N] 250 200 150 100 50 400 300 200 100 0 P_9.5_T3_T P_9.5_T6_T P_10.5_T3_T P_10.5_T6_T 0 P_9.5_T3_L P_9.5_T6_L P_10.5_T3_L P_10.5_T6_L Limita curgere Limita rupere Limita proportionalitate Limita curgere Limita rupere Limita proportionalitate Figura 3.25. Figura 3.26. 88
Comparatie rezist specif Patent Transv PNA Comparatie rezist specif Patent Longit PNA 1600.00 1400.00 1200.00 1000.00 800.00 600.00 400.00 200.00 0.00 6000.00 5000.00 4000.00 3000.00 2000.00 1000.00 P_9.5_T3_T P_9.5_T6_T P_10.5_T3_T P_10.5_T6_T 0.00 Proportionalitate Yield Rupere P_9.5_T3_L P_9.5_T6_L P_10.5_T3_L P_10.5_T6_L Figura 3.27. Figura 3.28 Comparatie alungiri rupere Patent PNA Proportionalitate Curgere Rupere 450 400 350 300 E [%] 250 200 150 Transv Longit 100 50 0 1 2 3 4 Varianta tricot Figura 3.29 89
Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Lincs Transv PNA Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Lincs Longit PNA 600 350 500 300 400 250 300 F [N] 200 150 200 100 100 50 0 L_11.5_T3_T L_11.5_T6_T L_12.5_T3_T L_12.5_T6_T 0 L_11.5_T3_L L_11.5_T6_L L_12.5_T3_L L_12.5_T6_L Limita curgere Limita rupere Limita proportionaliate Limita curgere Limita rupere Limita proportionalitate Figura 3.30. Figura 3.31. Comparatie rezist specif Lincs Transv PNA Comparatie rezist specif Lincs Longit PNA 3500 3000.00 3000 2500.00 Rezist specif [cn/rand] 2500 2000 1500 1000 Proportionalitate Curgere Rupere Rezist specif [cn/sir] 2000.00 1500.00 1000.00 Proportionalitate Curgere Rupere 500 500.00 0 L_11.5_T3_T L_11.5_T6_T L_12.5_T3_T L_12.5_T6_T 0.00 L_11.5_T3_L L_11.5_T6_L L_12.5_T3_L L_12.5_T6_L Figura 3.32. Figura 3.33. 90
Comparatie alungiri Lincs PNA 235 230 225 E [%] 220 215 210 Transv Longit 205 200 195 1 2 3 4 Variante tricot Figura 3.34. Comparatie forta rupere Transv PNA Comparatie forta rupere Longit PNA 600 800 500 700 400 600 500 F [N] 300 F [N] 400 200 300 100 200 100 0 1 2 3 4 0 1 2 3 4 Varianta tricot Varianta tricot Glat Lincs Patent Glat Patent Lincs Figura 3.35. Figura 3.36. 91
Comparatie rezist specif rupere Transv PNA Comparatie rezist specif rupere Longit PNA 3500 6000.00 3000 5000.00 Rezist specif [cn/sir] 2500 2000 1500 1000 4000.00 3000.00 2000.00 500 0 1 2 3 4 Varianta tricot 1000.00 0.00 1 2 3 4 Glat Patent Lincs Glat Patent Lincs Figura 3.37. Figura 3.38. Modul de elasticitate Transv PNA Modul de elasticitate Longit PNA 80.000 70.000 60.000 50.000 Modul E [cn/mm] 40.000 30.000 20.000 10.000 Modul E [cn/mm] 160.00 140.00 120.00 100.00 80.00 60.00 40.00 20.00 0.000 1 2 3 4 Varianta tricot 0.00 1 2 3 4 Varianta tricot Glat Patent Lincs Glat Patent Lincs Figura 3.39. Figura 3.40. 92
1200 Comparatie curgere/rupere Glat PES Transversal Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Glat PES Longitudinal 1200 1000 1000 800 800 F [N] 600 F [N] 600 400 400 200 200 0 G_11.5_T3_T G_11.5_T6_T G_12.0_T3_T G_12.0_T6_T 0 G_11.5_T3_L G_11.5_T6_L G_12.0_T3_L G_12.0_T6_L Limita curgere Limita Limita rupere Limita proportionalitate Limita curgere Limita rupere Limita proportionalitate Figura 3.41. Figura 3.42. Comparatie rezist specifice Glat PES Transv Comparatie rezist specif Glat PES Longit 4500.00 6000.00 Rezist specif [cn/rand] 4000.00 3500.00 3000.00 2500.00 2000.00 1500.00 1000.00 Rezist specif [cn/sir] 5000.00 4000.00 3000.00 2000.00 1000.00 500.00 0.00 G_11.5_T3_T G_11.5_T6_T G_12.0_T3_T G_12.0_T6_T 0.00 G_11.5_T3_L G_11.5_T6_L G_12.0_T3_L G_12.0_T6_L Proportionalitate Curgere Rupere Proportionalitate Curgere Rupere Figura 3.43. Figura 3.44. 93
Comparatie alungiri rupere Glat PES 140 120 100 E[%] 80 60 Transv Longit 40 20 0 1 2 3 4 Variante tricot Figura 3.45. Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Patent PES Transv 1400 Comparatie proportionalitate/curgere/rupere Patent PES Longit F [N] 400 350 300 250 200 150 100 50 1200 1000 800 600 400 200 0 P_9.5_T3_T P_9.5_T6_T P_10.0_T3_T P_10.0_T6_T 0 P_9.5_T3_L P_9.5_T6_L P_10.0_T3_L P_10.0_T6_L Limita curgere Limita rupere Limita proportionalitate Limita curgere Limita rupere Limita proportionalitate Figura 3.46 Figura 3.47. 94
Comparatie rezist specif Patent PES Transv Comparatie rezist specif Glat PES Longit 1400.00 6000.00 1200.00 5000.00 Rezist specif [cn/rand] 1000.00 800.00 600.00 400.00 Rezist specif [cn/sir] 4000.00 3000.00 2000.00 200.00 1000.00 0.00 P_9.5_T3_T P_9.5_T6_T P_10.0_T3_T P_10.0_T6_T 0.00 P_9.5_T3_L P_9.5_T6_L P_10.0_T3_L P_10.0_T6_L Proportionalitate Curgere Rupere Proportionalitate Curgere Rupere Figura 3.48. Figura 3.49 Comparatie alungiri rupere Patent PES 350 300 250 E[%] 200 150 100 50 0 1 2 3 4 Variante tricot Transv Longit Figura 3.50 95
Comparatie proportionalitatecurgere/rupere Lincs PES Transversal Comparatie proportionalitate/curger/rupere Lincs PES Longit 1000 1200 900 1000 800 700 800 F [N] 600 500 F [N] 600 400 300 400 200 200 100 0 L_11.5_T3_T L_11.5_T6_T L_12.0_T3_T L_12.0_T6_T 0 L_11.5_T3_L L_11.5_T6_L L_12.0_T3_L L_12.0_T6_T Limita curgere Limita rupere Limita proportionalitate Proportionalitate Curgere Rupere Figura 3.51. Figura 3.52. Comparatie rezist specif Lincs PES Transv Comparatie rezist specif Lincs Longit 2500.00 6000 2000.00 5000 Rezist specif [cn/rand] 1500.00 1000.00 Rezist specif [cn/sir] 4000 3000 2000 500.00 1000 0.00 L_11.5_T3_T L_11.5_T6_T L_12.0_T3_T L_12.0_T6_T 0 L_11.5_T3_L L_11.5_T6_L L_12.0_T3_L L_12.0_T6_T Proportionalitate Curgere Rupere Proportionalitate Curgere Rupere Figura 3.53. Figura 3.54. 96
Comparatie alungiri rupere Lincs PES 250 200 E [%] 150 100 50 0 1 2 3 4 Variante tricot Transv Figura 3.55. Longit Comparatie rupere PES Transv Comparatie rupere PES Longit 1200 1400 1000 1200 800 1000 800 F [N] 600 F [N] 600 400 400 200 200 0 1 2 3 4 0 1 2 3 4 Glat Patent Lincs Glat Patent Lincs Figura 3.56. Figura 3.57. 97
Comparatie rezist specif rupere PES Transv Comparatie rezist specif rupere PES Longit 4000.00 6000.00 3500.00 3000.00 5000.00 Rezist specif [cn/rand] 2500.00 2000.00 1500.00 1000.00 Rezist specif [cn/sir] 4000.00 3000.00 2000.00 500.00 1000.00 0.00 1 2 3 4 0.00 1 2 3 4 Glat Patent Lincs Glat Patent Lincs Figura 3.58. Figura 3.59. Modul de elasticitate E transv PES Modul E PES HT Longitudinal 250.00 600.00 500.00 200.00 150.00 Modul E [cn/mm] 100.00 Modul E [cn/mm] 400.00 300.00 200.00 50.00 100.00 0.00 1 2 3 4 Variante Glat Patent Lincs 0.00 1 2 3 4 Variante Glat Patent Lincs Figura 3.60. Figura 3.61. 98
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. 99
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 E T pentru variantele de tricot, indentificându-se și în acest caz o anumită influență a tensiunii în fir la alimentare. Modulul de elasticitate longitudinal E L 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 100
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 creştere a forţei de rupere de 4,7% la firele extrase din tricotul cu legatura glat realizat cu valoarea minimă a tensiunii în fir la alimentare şi 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 iniţial mult mai înalt decât cel corespunzător celorlaltor categorii de fibre. Aceasta dovedeşte o prelucrare favorabilă la tensiuni mari care apar în proces, aşa cum s-a constat la realizarea tricotului G_11.5_T6 şi care nu vor determina alungiri adiţionale. Modulul de elasticitate face poliesterul adecvat pentru articolele puţin solicitate şi care nu trebuie sa-şi modifice forma. Datorită modulului iniţial înalt, fibrele îşi revin bine din întindere, compresie, încovoiere şi forfecare, iar capacitatea de revenire elastică a fibrelor poliesterice este superioară tuturor fibrelor. 101