負泊松比經編間隔織物的準靜態拉伸性能

常玉萍， 馬丕波,2

(1. 江南大學 教育部針織技術工程研究中心， 江蘇 無錫 214122；2. 生態紡織教育部重點實驗室(江南大學)， 江蘇 無錫 214122)

負泊松比經編間隔織物是將負泊松比結構[1]與經編間隔織物結合起來實現的新型織物結構，理論上兼具了經編間隔織物的透氣透濕性、緩壓性、回彈性、抗震性等優良性能[2-4]，以及受單向拉(壓)力時在垂直于拉(壓)力方向上反常規變形的負泊松比特性[5]。

拉伸性能是紡織材料力學性能的主要指標之一，通過拉伸實驗可得到材料在載荷下的失效形式，即過量彈性變形、塑性變形和斷裂，更重要的是可標定出材料的基本性能指標[6]?？椢锏睦煨阅苤笜酥饕〝嗔褟娏蛿嗔焉扉L率，受力形式與纖維、紗線相似，只是拉伸方向需沿織物的二維平面，可沿經向、緯向、斜向或經緯雙向同時拉伸[7]。目前，紡織行業對織物的拉伸以單向拉伸為主，受單向拉伸時織物先是束腰收縮，然后繼續受拉至斷裂。

本文對基于旋轉六邊形結構[8-10]的4種經編間隔織物進行經向和緯向的準靜態拉伸，記錄其從初始狀態至拉伸斷裂過程中的載荷與伸長值，并轉換成對應的應力與應變曲線，通過應力對應變的積分獲得能量值，以表征織物的能量吸收性能。對比分析各經編間隔織物的負泊松比與拉伸性能、能量吸收性能之間的關系，并結合織物的斷裂形態分析其拉伸斷裂過程。

1 實 驗

1.1 樣品制備參數

測試材料為RD7/2-12EN型拉舍爾雙針床經編機制備的經編間隔織物，第1、2、6、7把梳的原料為22.22 tex滌綸低彈絲，第3、5把梳的原料為 11.11 tex滌綸低彈絲，第4把梳間隔絲為 0.09 mm滌綸單絲。通過改變GB4的墊紗組織制備了 4種不同結構的試樣，GB4墊紗組織的參數變化如表1 所示。

表1 GB4組織變化Tab.1 Changes of GB4 chain notations

送經量(編織480橫列織物所需紗線的長度，mm)的參數變化如表2所示?？椩爝^程中，牽拉密度(每厘米長度內的線圈橫列數)設定為11，前后針床的間隔距離為4 mm。

表2 送經量設置Tab.2 Let-off parameters

1.2 泊松比值測試

沿著經向和緯向分別將4種織物裁剪為尺寸為50 mm×180 mm的試樣，采用HD026 N+型織物強力儀(南通宏大實驗儀器有限公司)進行定伸長拉伸測試。

根據下式計算泊松比：

式中：ν為泊松比值；εy為垂直于拉伸方向的應變值；εx為沿著拉伸方向的應變值。

設定實驗參數定伸長值為10 mm，拉伸速度為 200 mm/min，夾持隔距為100 mm。在織物定伸長拉伸開始的同時進行圖片采集，以每秒3張圖片的拍攝速度記錄織物在拉伸過程中的形態，每個樣品共采集9張圖片。測試和圖片采集完成后，依次進行圖片處理，測量樣品在拉伸過程中的長度和中間寬度值，根據泊松比值的定義進行計算。

1.3 拉伸實驗

根據GB/T 3923.1—2013《紡織品 織物拉伸性能 第1部分：斷裂強力和斷裂伸長率的測定 條樣法》，采用YG026D型多功能電子織物強力機(寧波紡織儀器廠)測試拉伸性能，同時配合控制程序和計算機進行數據采集。將織物沿著經向和緯向分別裁剪出5塊規格為50 mm×180 mm的試樣，在施加2 N預張力的條件下進行拉伸實驗，以獲取各個試樣的斷裂強力、斷裂伸長，以及隨著拉伸長度的增加拉力值的變化曲線。

根據下式近似計算應變率[11]：

設定測試設備的夾持長度為100 mm，拉伸速度為10 mm/min，使應變率約為0.001 s-1，進行準靜態拉伸。拉伸實驗可獲得織物從預張力的初始狀態拉伸至斷裂過程中的拉力值與拉伸長度，根據下式計算織物在拉伸過程中的應力與應變值：

式中：σ為應力，MPa；F為拉伸力值，N；S為試樣垂直于拉伸方向的截面積，m2；ε為應變，%；ΔL為拉伸方向的長度變化量，mm；L為夾持距離，mm。

2 測試結果及分析

2.1 織物負泊松比結構分析

對編號為1#、2#、3#、4#的織物試樣，分別在經向和緯向進行了泊松比值的測量和計算。利用OriginPro8對數據進行統計分析，各組織織物的泊松比值與單向應變的關系如圖1所示。

圖1 各試樣泊松比值與單向應變的關系Fig.1 Relationship between Poisson ratio and uniaxial strain of various samples. (a) Sample 1#; (b) Sample 2#; (c) Sample 3#; (d) Sample 4#

由圖1可以看出，試樣1#和2#在經向和緯向均不具備負泊松比，而試樣3#和4#在經向不具備負泊松比，在緯向分別具有不同程度的負泊松比，且緯向的負泊松比都隨著單向應變值的增加而不斷減弱。在應變剛開始增加的過程中負泊松比減弱的速率較快，當應變增大到一定程度時則趨于穩定，當應變超過其臨界值時織物完全失去負泊松比?？椢锏呢摬此杀冉Y構與其在初始狀態下的收縮程度有著密不可分的關系。顯而易見，4種組織試樣在緯向均有明顯收縮，但經向收縮則有所差異，其中試樣1#和2#在經向幾乎都沒有收縮變形，試樣3#和4#略有收縮，呈現出折線形，這種收縮變形并不顯著但穩定。由此可見，經向的收縮變形程度對織物能否產生負泊松比結構有決定性作用，初始狀態下織物在經向和緯向同時存在收縮才能使織物在緯向具備負泊松比結構，單獨的緯向收縮并不能產生負泊松比；因此可預測：單獨的經向或緯向收縮均不能產生負泊松比，只有當經向和緯向同時收縮才會產生負泊松比，而在本文試樣中，負泊松比的大小在很大程度上取決于織物能否產生顯著且穩定的經向收縮。

2.2 拉伸性能與能量吸收性分析

4種組織試樣受經向拉伸和緯向拉伸時的應力與應變曲線如圖2～5所示。

應力與應變曲線是由拉伸實驗得到的拉力與伸長曲線數據，經過換算和OriginPro8軟件處理得到?？椢锬芰课招阅芸捎脩χ翟趹兎秶鷥鹊姆e分來表示，公式如下。

式中：ε為應變值；σ為對應的應力值；C為吸收的能量值。

圖2～5中的陰影部分，即應力與應變曲線下的面積，表示織物在拉伸至斷裂過程中所吸收的能量大小，結果如圖6所示?？梢钥闯觯?)受緯向拉伸時，試樣1#的織物能量吸收最小，試樣4#的織物能量吸收最大，從試樣1#到4#織物的能量吸收性能逐漸遞增；2)受經向拉伸時，試樣2#的織物能量吸收最小，試樣4#的織物能量吸收最大，但從試樣1#至4#織物的能量吸收性能無明顯變化趨勢；3)所有織物受經向拉伸時的能量吸收都遠大于受緯向拉伸時的能量吸收。

圖2 試樣1#受單向拉伸的應力與應變曲線Fig.2 Stress-strain curves of sample 1# under uniaxial stretch. (a) Under warp-direction stretch; (b) Under weft-direction stretch

圖3 試樣2#受單向拉伸的應力與應變曲線Fig.3 Stress-strain curves of sample 2# under uniaxial stretch. (a) Under warp-direction stretch; (b) Under weft-direction stretch

圖4 試樣3#受單向拉伸的應力與應變曲線Fig.4 Stress-strain curves of sample 3# under uniaxial stretch. (a) Under warp-direction stretch; (b) Under weft-direction stretch

圖5 試樣4#受單向拉伸的應力與應變曲線Fig.5 Stress-strain curves of sample 4# under uniaxial stretch. (a) Under warp-direction stretch; (b) Under weft-direction stretch

圖6 各試樣在不同方向上的能量吸收Fig.6 Energy absorption of all samples in different directions

從各組織織物受單向拉伸時的應力與應變曲線(圖2～5)可以看出：各組織織物受緯向拉伸時，隨著應變值的增加，應力值先是緩慢增大，再逐漸較快增長直至織物拉伸斷裂；受經向拉伸時，應力值的增長與受緯向拉伸時相比，增長速率較快。緯向拉伸至斷裂過程中應變范圍較大，約為受經向拉伸時的3倍，但經向拉伸至斷裂的過程中應力極限遠大于緯向拉伸，約為緯向拉伸斷裂應力極限的6倍。由于經向拉伸過程中織物所能承受載荷遠大于緯向拉伸，在整個應變范圍內的積分面積也遠大于緯向拉伸，所以織物受經向拉伸時的能量吸收均遠大于受緯向拉伸時的能量吸收。

2.3 負泊松比與能量吸收性能的對比分析

結合對各組織織物泊松比值與能量吸收性能的分析可知：試樣3#和4#的織物在受緯向拉伸時可具備負泊松比，且試樣4#的織物負泊松比結構相對較好；試樣3#和4#的織物中受緯向拉伸時的能量吸收性能相對較好，且試樣4#的織物受緯向拉伸時的能量吸收性最佳。由此可推斷，若織物在受單向拉伸時具備負泊松比，則其在該拉伸方向上的能量吸收性能比不具備負泊松比的織物好；織物在某一單向拉伸方向上的負泊松比性能越好，則織物在該方向上的能量吸收性能越好，與織物的負泊松比呈正相關。

各組織織物受經向拉伸時均不具備負泊松比，且受經向拉伸時的能量吸收無明顯變化，因此，無法得出有關非負泊松比織物能量吸收性能的變化趨勢推論。另外，所有織物受經向拉伸時的能量吸收均遠大于受緯向拉伸時的能量吸收，且其受經向拉伸時的斷裂應力也均遠大于受緯向拉伸時的斷裂應力，但受拉伸時經向的應變極限遠小于緯向的應變極限，這與織物在經向有較小的收縮變形及在緯向有較大的收縮變形密切相關，由于織物在初始狀態下的緯向收縮很明顯，導致其受緯向拉伸時，收縮了的六角網眼先是被拉伸至正常狀態，在這個過程中織物應力隨應變的增大緩慢增大，其中吸收的能量可稱為結構變形容量，之后隨著應變的繼續增大，緯向的連接紗線開始承擔主要應力，應力的增大速率越來越大，這個過程中吸收的能量可稱為紗線承載容量。受經向拉伸時，由于織物初始狀態下在經向的收縮變形很小，使得結構變形容量很小，但織物經向的紗線取向性很高，使得其經向的紗線承載容量遠大于緯向的紗線承載容量。由此可見，紗線承載容量對織物整體能量吸收性能的影響遠大于結構變形容量，也就是說，織物在受拉伸過程中的能量吸收主要受到紗線承載能力的影響，結構變形的影響相對較小。織物在某一方向上的紗線取向度越高，承載能力越強，則該方向上的能量吸收性越強，結構變形帶來的能量吸收對于織物中該方向上整體的能量吸收性能影響微乎其微。

2.4 拉伸斷裂損傷機制分析

織物的拉伸斷裂損傷實物圖如圖7、8所示?？煽闯觯菏芙浵蚝途曄蚶鞎r，織物均不會形成平整的斷裂截面，而是呈現不規則的鋸齒狀；受經向拉伸時，織物由一個損傷點斷裂開始，然后在其受拉伸方向的整個受力范圍內沿斜向傳播，直至織物完全斷裂；受緯向拉伸時，織物由一個損傷點斷裂開始，然后在其受拉伸方向小范圍內斜向傳播，直至織物完全斷裂。

圖7 織物經向拉伸斷裂實物圖照片Fig.7 Fracture profile pictures of samples under warp-direction stretch. (a) Sample 1#; (b) Sample 2#; (c) Sample 3#; (d) Sample 4#

圖8 織物緯向拉伸斷裂實物圖照片Fig.8 Fracture profile pictures of samples under weft-direction stretch. (a) Sample 1#; (b) Sample 2#; (c) Sample 3#; (d) Sample 4#

織物受經向和緯向拉伸時的結構變形及斷裂易發生處如圖9所示，虛線處均為斷裂易發生處?？梢钥闯觯嚎椢锸芙浵蚶鞎r，其斷裂更易于沿著拉伸方向傳播，形成斜度較大的斷裂截面；織物受緯向拉伸時，其斷裂更易于沿著垂直于拉伸方向傳播，形成斜度較小的斷裂截面；該結構的斷裂易發生處與織物六角網眼結構中的經緞組織相對應，即織物六角網眼結構在經緞組織部分受拉伸更易發生斷裂。

圖9 受單向拉伸結構斷裂發生示意圖Fig.9 Fabric structure deformation under uniaxial stretch. (a) Under warp-direction stretch; (b) Under weft-direction stretch

3 結 論

對基于旋轉六邊形結構的4種經編間隔織物進行經向和緯向的泊松比值的測量和準靜態拉伸測試，對比分析織物的泊松比值與受單向拉伸時能量吸收性能的關系，并就結構織物的斷裂截面形態總結了織物受單向拉伸時斷裂發生及傳播的規律。

1)初始狀態下在經向和緯向同時存在收縮，織物才可具備負泊松比，單向收縮并不能產生負泊松比；若織物在一個方向具備負泊松比，則該織物其他方向上不一定具備負泊松比；織物初始狀態下在經向和緯向的收縮變形越明顯，其負泊松比結構就越明顯。

將石油安全評價指標數據矩陣X=(xij)m×n各個數據帶入到相應的白化權函數中，運用式(8)計算得出各指標的灰色統計數，見表7。然后，根據表7中的灰色統計數及式(9)，可得出石油安全模糊評價權矩陣R。

2)若織物在一個方向上具備負泊松比，則其受該方向拉伸時的能量吸收性能與不具備負泊松比的織物相比更強，但對該織物受其他方向拉伸時的能量吸收性能沒有明確影響；織物受單向拉伸時總體的能量吸收性能主要由結構變形容量和紗線承載容量決定，其中紗線承載容量起決定性的作用，結構變形容量的影響微乎其微。

3)變形六角網眼間隔織物的斷裂首先發生在經平組織轉換到經緞組織的部分，受經向拉伸時斷裂主要沿著拉伸方向傳播，受緯向拉伸時斷裂主要沿著垂直于拉伸方向傳播；不管是經向拉伸還是緯向拉伸，織物的拉伸斷裂截面均不平整，而是呈不規則的折線鋸齒狀或單向斜線形。

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參考文獻：

[1] 魏榮，吳紅枚，李競，等．拉脹高分子材料的研究進展[J]．高分子材料科學與工程，2013，29(1)：183-186.

WEI Rong，WU Hongmei，LI Jing，et al．Advances in auxetic polymeric materials[J]．Polymer Materials Science and Engineering，2013，29(1):183-186．

[2] MA Pibo，CHANG Yuping，BOAKYE A，et al．Review on the knitted structures with auxetic effect[J]．The Journal of the Textile Institute，2017，108(6)：947-961．

[3] 葛朝陽．三維負泊松比織物結構的設計制造和變形機理研究[D]．上海：東華大學，2014．

GE Zhaoyang．Design, manufacture and deformation machanism of a three-dimensional structure with negative Poisson′s ratio[D]．Shanghai：Donghua University，2014:9-10．

[4] 周銘，杜趙群．負泊松比結構紡織材料的研究進展[J]．紡織學報，2014，35(2)：99-108．

ZHOU Ming，DU Zhaoqun．Research advances in negative Poisson′s ratio structured textile materials[J]．Journal of Textile Research，2014，35(2)：99-108．

[5] 周銘．負泊松比紗線的結構成形及建模表征[D]．上海：東華大學，2014:5-6．

ZHOU Ming．Study on structure formation and modeling of negative Poisson′s ratio yarn[D]．Shanghai：Donghua University，2014:5-6．

[6] 馬雷雷，田偉，馮兆行，等．三維紡織復合材料準靜態拉伸實驗的有限元模擬[J]．浙江理工大學學報，2010，27(3)：383-386．

MA Leilei，TIAN Wei，FENG Zhaoxing，et al．FEM simulation of 3-D textile composites quasistatic tensile experiment[J]．Journal of Zhejiang Sci-Tech University，2010，27(3)：383-386．

[7] 趙麗媛．竹麻纖維織物及其紡織復合材料拉伸性能研究[D]．北京：北京林業大學，2010：27．

ZHAO Liyuan. Study on the tensile properties of bamboo/ramie fiber fabrics and textile composites[D]. Beijing: Beijing Forestry University, 2010：27．

[8] 常玉萍，馬丕波，鐘文鑫，等．基于經編網眼結構的負泊松比織物設計[J]．紡織學報，2016，37(2)：44-49．

CHANG Yuping，MA Pibo，ZHONG Wenxin，et al．Design of auxetic fabrics based on warp-knitted net structure[J]．Journal of Textile Research，2016，37(2)：44-49．

[9] 馬丕波，常玉萍，蔣高明．負泊松比針織結構及其應用[J]．紡織導報，2015(7)：47-50．

MA Pibo，CHANG Yuping，JIANG Gaoming．Knitted structures with negative Poisson′s ratio[J]．China Textile Leader，2015(7)：47-50．

[10] 楊智春，鄧慶田．負泊松比材料與結構的力學性能研究及應用[J]．力學進展，2011，41(3)：335-350．

YANG Zhichun，DENG Qingtian．Mechanical property and application of materials and structures with negative Poisson′s ratio[J]．Advances in Mechanics，2011，41(3)：335-350．

[11] MA Pibo，HU Hong，ZHU Lvtao，et al．Tensile behaviors of co-woven-knitted fabric reinforced composites under various strain rates[J]．Journal of Composite Materials，2011，45(24)：2495-2506．