автореферат диссертации по машиностроению и машиноведению, 05.02.13, диссертация на тему:Исследование и совершенствование механизма прибоя утка ткацких станков для изготовления металлических сеток

«5Г О

Гч.

СГ; О-

СЬ

На правах рукописи

Чумиков Александр Владимирович

ИССЛЕДОВАНИЕ И СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕХАНИЗМА ПРИБОЯ УТКА ТКАЦКИХ СТАНКОВ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ СЕТОК

Специальность 05.02.13 Машины и агрегаты (легкая промышленность)

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Иваново - 1997

Работа выполнена в Ивановской государственной текстильной академии

Научный руководитель

кандидат технических наук, доцент Суров В. А.

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Малафеев Р. М.

кандидат технических наук, доцент Шмелев В. А.

Ведущее предприятие: СКВ ТО г. Шуя, Ивановской области

Защита состоится: « 4 » 1997 г.

в «//> часов на заседании диссертационного совета К 063.33.01 в Ивановской государственной текстильной академии по адресу: 153000, г. Иваново, пр. Ф. Энгельса, 21

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Ивановской государственной текстильной академии.

/г)

Автореферат разослан « '» _1997 г.

Ученый секретарь диссертационного совета I Н. А. Кулида

АННОТАЦИЯ

На основании сравнительного кинематического анализа шар-нирно-рычажных батанных механизмов с кривошипным и кулачковым приводом предложен скорректированный механизм с кулачковым приводом с выстоем батана в переднем положении в 20° угла поворота главного вала станка.

Разработана динамическая модель батанного механизма с учетом упругости его звеньев и опор, произведен расчет параметров модели.

Излагаются результаты исследования математической модели динамики батанного механизма с'выявлением факторов, определяющих качество формируемого продукта (сетки).

Результаты работы рекомендуются проектным и конструкторским организациям, занимающимся проектированием и модернизацией ткацкого оборудования.

Автор защищает:

1. Циклограмму работы батанного механизма с теоретическим выстоем в переднем положении в 20° угла поворота главного вала станка и скорректированный для работы по вновь предложенной циклограмме привод батанного механизма станков типа СТР.

2. Динамическую модель батанного механизма.

3. Математическую модель динамики батанного механизма.

4. Методику динамического анализа, -позволяющую определить параметры изгибных колебаний бруса батанного механизма и их влияние на качество формируемой металлосетки.

5. Пакет программ для ЭВМ, необходимый для кинематических, силовых и динамических расчетов батанных механизмов.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ.

Актуальность темы диссертации.

В связи с. переходом экономики на рыночные отношения и необходимостью выхода на мировой рынок с продукцией металлотка-чества повысились требования к качеству и товарному виду вырабатываемых металлосеток, особенно высокой точности и контрольных. Как показала практика, одним из основных механизмов, формирующих металлосетку и влияющих на ее качество, является батанный механизм. Поскольку допуск на размеры ячеек металлосеток высокой и сверхвысокой плотности имеет порядок 10-5... 10-6 м, возникает необходимость оценки влияния упругой деформации и вибрации звеньев батанного механизма на точность формирования элементов ячеек сетки.

Цель и задачи работы.

Целью настоящей работы является разработка динамической модели батанного механизма кулачково-рычажного типа с учетом податливостей основных элементов его конструкции с целью исследования их влияния на параметры вырабатываемой сетки; разработка методик, алгоритмов и программ для автоматизированного расчета кинематических, силовых и динамических параметров батанных механизмов кулачково-рычажного типа.

Методика исследований.

При аналитических исследованиях использованы методы: математического анализа и вычислительной математики, теории механизмов и машин, теоретической механики, теории колебаний систем с распределенными параметрами, программирования, теории ткане-формирования металлосеток.

Экспериментальные исследования проводились методами электротензометрии на действующем оборудовании.

Научная новизна.

Впервые разработана динамическая модель батанного механизма кулачково-рычажного типа с учетом податливости всех элементов его конструкции и системы заправки станка.

Разработано математическое описание и математическая модель для исследования изгибных колебаний бруса батана в различных фазах его движения.

Показано влияние деформации бруса батана на структуру формируемой сетки.

Практическая ценность.

Разработанные методики, алгоритмы и программы для ЭВМ могут быть использованы для модернизации существующего и проектирования нового оборудования для производства металлосеток, что значительно сократит сроки проектирования с выявлением оптимальных параметров механизмов.

Реализация результатов работы.

Теоретические и экспериментальные исследования, приведенные в диссертации, реализованы в Шуйском СКБТО в процессе проектирования нового и модернизации существующего ткацкого оборудования; производственные испытания и лабораторные исследования проведены на заводе "Электрокабель" г. Кольчугино Владимирской области.

Апробация работы.

Основные результаты диссертационной работы докладывались:

1. На международной научно-технической конференции 31 октября -3 ноября 1995 года в г. Иваново, ИГТА.

2. На международной научно-технической конференции 19-22 ноября

1996 года" в г. Иваново, ИГТА.

3. На научно-техническом совете Шуйского СКВ ТО (1997).

4. На расширенном заседании кафедры теории механизмов и проектирования текстильных машин, ИГТА, г. Иваново, в 1996 и в

1997 гг.

Структура и объем работы.

Диссертация состоит из введения, 4-х глав и заключения. Текст изложен на 143 страницах. В работе имеется 11 таблиц, 46 рисунков, список литературы, включающий 82 наименования, и 3 приложения.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В первой главе приведен обзор литературных источников по исследованию батанных механизмов и формированию ткани.

Отечественный и зарубежный опыт показывает, что наиболее перспективными конструкциями станков для производства металло-сетки являются рапирные, в которых применяется кулачково-рычажный привод батана. Наибольшее распространение в ткацких станках нашли одноприбойные батанные механизмы. Некоторые конструкции батанных механизмов позволяют осуществить как одно-прибойное, так и двухприбойное уплотнение уточной нити в зависимости от регулировки звеньев рычажной системы.

Многоприбойные и виброприбойные батанные механизмы промышленного применения пока не нашли.

Опыт эксплуатации двухприбойных станков СТР-100-М с ку-лачково-рычажным приводом батана показал, что при выработке сеток с квадратными ячейками полотняного переплетения с живым сечением менее 40 %, качество сеток по внешнему виду значительно уступает аналогичным сеткам, выработанным на челночных станках ТП-100-М. Поверхность сетки получается неровной, с муарами, как бы мятой, что портит ее товарный вид.

Подавляющее большинство опубликованных работ относится к ткацким станкам, перерабатывающим традиционные виды сырья (в основном хлопок, лен, химические волокна и их смеси).

Работ по исследованию металлоткацких станков значительно меньше и эти работы не выявляют причин выхода некачественной продукции на металлоткацких станках типа СТР. Анализ литературных источников показал, что в них, в частности, недостаточное внимание уделено изучению собственных и вынужденных колебаний бруса батанного механизма, которые (учитывая, что допуск на размер ячеек плотных металлосеток имеет порядок 10"5...10~6 м) могут существенно влиять на качество вырабатываемого продукта и, следовательно, являются одними из основных препятствий повышению скоростного режима работы станка.

Учитывая вышеизлолсенное, сформулирована основная цель диссертационной работы, заключающаяся в исследовании влияния изгибных колебаний бруса батанного механизма металлоткацкого станка СТР-100-М на параметры вырабатываемой металлосетки.

Во второй главе излагаются результаты сравнительного анализа работы двухприбойных батанных механизмов с шарнирно-рычажным и кулачковым приводом.

Поскольку плотные металлосетки, вырабатываемые на серийном станке СТР-100-М, имеют худшее качество, чем на станке ТП-100-М, то представляет интерес выявление закона движения берда станка ТП-100-М с тем, чтобы основные кинематические характеристики этого закона учесть при проектировании батанного механизма с кулачковым приводом. Батанный механизм станка ТП-100-М представляет собой шарнирный восьмизвенный механизм Ш-го класса с приводом от кривошипа. Его кинематический расчет проведен аналитическим методом, в основу которого положен метод замкнутых векторных контуров, разработанный профессором В. А. Зиновьевым.

Результаты расчетов показывают, что на фазе двойного прибоя изменения скоростей и ускорений лопасти батана незначительны, отход берда от опушки сетки перед вторым прибоем составляет доли миллиметра, поэтому можно сказать, что практически осуществляется не второй прибой, а выстой батана, ибо точный его выстой с помощью рычажного механизма осуществить довольно сложно. Фаза двойного прибоя (практически выстой) батана составляет 40° угла поворота главного вала станка. Отсюда молено предположить, что при проектировании кулачкового привода батанного механизма для ра-пирных металлоткацких станков необходимо предусмотреть выстой батана в фазе прибоя в пределах 40° угла поворота главного вала, что должно обеспечить удовлетворительную фиксацию уточины в момент закрепления ее ветвями основы, необходимую для качественного формирования сетки.

Кулачково-рычажный привод батана серийного станка СТР-100-М позволяет осуществить двойной прибой утка за счет перехода поводка и толкателя за крайнее (мертвое) положение. При обратном ходе толкателя происходит второй прибой утка. Работа батанного механизма осуществляется по цикловой диаграмме 70°-0°-70о-220°, то есть без выстоя в переднем положении.

Анализ результатов аналогичных кинематических расчетов этого батанного механизма показывает, что при данной цикловой диаграмме осуществляется практический выстой батана в переднем положении, причем главный вал станка на фазе двойного прибоя поворачивается только на 20е, что явно недостаточно для фиксации уточины перекрещивающимся зевом основы.

Для того, чтобы увеличить фазу практического выстоя батана у опушки сетки до 40°, как на станке ТП-100-М, необходимо ввести фазу выстоя толкателя кулачка в момент прибоя, исключив двойной прибой.

Для дальнейших исследований принята цикловая диаграмма работы батанного механизма: 60о-20°-60°-220° с соответствующей необходимой корректировкой параметров его привода.

Кинематический анализ скорректированного батанного механизма показал, что при принятом теоретическом выстое берда в переднем положении в 20° угла поворота главного вала станка практически осуществляется выстой не менее 40°. Уменьшение фаз движения батана приведет к некоторому изменению динамических нагрузок на звенья батанного механизма. Для сравнения этих нагрузок в серийном и скорректированном батанных механизмах проведен их силовой расчет при одних и тех же исходных данных и при законах движения толкателя - СТБ (батан серийного станка СТР-100-М), синуса и Неклютина с выстоем (скорректированный батанный механизм).

Результаты расчетов по определению, например, контактных напряжений в паре кулачек - ролик показали, что, как и следовало ожидать, максимальные значения их несколько выше при движении батана по закону синуса. Тем не менее, даже максимальные их значения остаются значительно ниже допускаемых, что не препятствует повышению скоростного режима станка. Кроме того, практическое осуществление закона синуса при изготовлении профиля кулачка на скорректированном приводе батана требует меньшей точности, а, следовательно, и стоимости по сравнению с законом СТБ, принятом на серийных станках.

В третьей главе разрабатывается динамическая модель батанного механизма.

Под действием значительных сил инерции брус батана изгибается, а его лопасти скручиваются, причем кручение лопастей вызывает в свою очередь упругую изгибную деформацию подбатанного вала. Она определяется как изгибной жесткостью вала, так и радиальной жесткостью его опор. Деформация кручения лопасти батана определяется ее крутильной жесткостью. Изгибная деформация бруса батана определяется его жесткостью и жесткостью подшипниковых узлов поводка и толкателя.

В момент прибоя брус воздействует на опушку сетки, реакция которой рассматривается как реакция упругого основания, определяемая коэффициентом постели Кц. При определении коэффициента постели необходимо учитывать податливость не только деформируемого участка сетки, но и всей системы заправки станка, поскольку в момент прибоя происходит деформация всей этой системы.

Податливость е упругой системы заправки станка, приходящаяся на одиночную нить основы, определяется как сумма податливо-стей ее участков: е\ - нити основы на навое, - нити основы в зоне

опушка - навой с учетом огибания скала и ценовых уплотнителей, С3 - нити основы в сетке в зоне опуша - товарный валик. Жесткость упругой системы заправки

I;

- (Н/м),

Кг

где к - число ремизных рамок;

щ - число нитей основы, пробранных в г-го ремизную рамку; 1Т - ширина сетки (м). В результате расчетов получено:

— для сетки 04 из проволоки 12Х18Н10Т диаметром 0.25 мм значения Кп = 18.1х105 Н/м2;

— для сетки 016 из проволоки 12Х18Н10Т диаметром 0.1 мм значения Кп = 7.248х105 Н/м2.

С целью проверки достоверности теоретического определения коэффициента постели было проведено экспериментальное определение натяжения основы. Замеры натяжения основы проводились методом тензометрии в производственных условиях на действующем оборудовании.

Эксперимент проводился на станке СТР-100-М при выработке сетки 016 из проволоки 12Х18Н10Т диаметром 0.1 мм на заводе "Электрокабель" в городе Кольчугино Владимирской области и на станке СТР-95-М при выработке сетки 04 из проволоки 12Х13Н10Т диаметром 0.25 мм на заводе им. Лепсе в городе Солнечногорске Московской области.

Обработка осциллограмм позволила определить значения коэффициента постели:

— для сетки 04 - кп = 19.86х105 Н/м2;

— для сетки 016 -кп= 7.236х105 Н/м2,

которые хорошо согласуются с определенными теоретически.

Определение коэффициента постели, изгибной жесткости под-батанного вала и крутильной жесткости лопасти батана позволило представить батанный механизм в виде его динамической модели, которая принималась в дальнейшем для расчета частот, форм и амплитуд колебаний бруса батана.

Батанный механизм представлен в виде бруса с распределенной массой интенсивности ¡л (кг/м). Брус расположен на двух упру-

гих опорах, расстояние между которыми равно расстоянию между лопастями батана. Линейная жесткость С! опор учитывает жесткость подшипниковых узлов поводка и толкателя. Угловая жесткость с2 учитывает приведенную в опору крутильную жесткость лопасти, изгибную жесткость подбатанного вала и радиальную жесткость его опор.

Деформации концевых участков бруса, расположенных кон-сольно за опорами, не учитываются, так как они имеют малую длину. Их влияние учитывается путем введения точечных масс т, равных массам концевых участков и расположенных на опорах. Точечные массы т включают в себя также приведенные к опорам массы лопастей и соответствующих участков подбатанного вала.

В момент прибоя на брус воздействует реакция упругого основания интенсивности = Кпу, где у - деформация бруса батана в соответствующем сечении

В четвертой главе проведен динамический анализ батанного механизма станка СТР-100-М.

В работе механизма наблюдаются две фазы: движение батана до зоны формирования сетки и движение его в зоне формирования. На конечный продукт оказывает влияние форма бруса в момент формирования сетки, для определения которой требуется подробное решение задачи о его прогибе во второй фазе движения. Данная задача, в свою очередь, требует решения задачи о колебаниях бруса на фазе его подхода к опушке вырабатываемой сетки, поскольку требуется знание исходных величин: формы бруса и скоростей точек его поперечного сечения к моменту подхода батана к опушке сетки. Для фазы движения батана до зоны формирования сетки его динамическая модель может быть представлена той же схемой, если положить в ней Кц = 0. Функция /(£) определяет кинематический закон перемещения бруса и зависит от геометрических параметров батанного механизма и закона движения толкателя.

Уравнение вынужденных колебаний бруса батана на этой фазе описывается уравнением 1У-го порядка в частных производных с кинематическим возмущением /(<), зависящим от линейного ускорения бруса батана.

Функции и находятся через аналог линейного ускорения и перемещения точки прибоя берда, определение которых показано в главе 2.

Левая часть исходного уравнения позволяет определить собственные частоты и формы колебания бруса. Анализ результатов расчетов первых пяти форм и частот показывает: максимальные относительные амплитуды колебаний наблюдаются на первой гармонике;

четные формы кососимметричны; при увеличении жесткости бруса относительные амплитуды на первой гармонике резко уменьшаются при незначительном уменьшении их на всех остальных гармониках.

Практически не оказывает влияние на первые пять собственных частот колебаний изменение (в широком диапазоне) приведенной угловой жесткости с2 системы лопасть - подбатанный вал - опоры подбатанного вала, но при этом, если с2 со (жесткая заделка), то первая частота возрастает на 25 %.

Изменение жесткости с-у подшипниковых соединений (лопасть -поводок, поводок - толкатель, вал толкателя - станины) оказывает большее влияние на изменение второй и третьей частоты колебаний, нежели на остальные частоты. Существенного увеличения первой частоты колебаний путем увеличения коэффициента С! не добиться. Вместе с тем, нельзя эти опоры делать более податливыми, поскольку будет наблюдаться существенное снижение первой частоты колебаний.

Изменение жесткости EJ бруса сильно влияет на величину первой, четвертой и пятой частот ого колебаний, при незначительном влиянии на вторую и третью. Например, с увеличением жесткости бруса в два раза первая частота его собственных изгибных колебаний увеличивается на 30 % (при прочих равных условиях).

Обратное воздействие на значение первых пяти частот оказывает погонная масса ц бруса, причем примерно в таких же соотношениях.

Таким образом, при проектировании механизма необходимо обращать особое внимание на два параметра бруса - его жесткость и величину распределенной массы. Необходимо учитывать также линейную жесткость С} его опор.

Решение уравнения вынужденных колебаний бруса на фазе движения батана к зоне формирования сетки представлено в виде тригонометрического ряда с угловой частотой кратной частоте кинематического возбуждения и определяет перемещение сечений бруса на этой фазе в функции времени. Подставляя в это решение и в его первую производную время % подхода батана к опушке сетки, получим прогибы и скорости сечения бруса в момент касания ими опушки. Эти величины служат начальными условиями для решения следующего этапа.

На фазе взаимодействия берда с опушкой вырабатываемой сетки динамическая модель дополняется воздействием на бердо упругой реакции со стороны вырабатываемой сетки. Уравнение движения батана на этой фазе включает в себя и реакцию упругого основания. Решение составленного уравнения вынужденных колебаний на фазе взаимодействия берда с опушкой позволяет определить, кроме ам-

плитуд чисто вынужденных колебаний, амплитуды собственных колебаний, вызванных наличием начального возмущения и амплитуды сопровождающих (сопутствующих) колебаний, имеющих частоту собственных и вызванных приложением нагрузки со стороны опушки.

Собственные и сопровождающие колебания находятся в проти-вофазах.

Анализ результатов расчетов показывает, что наличие упругого сопротивления со стороны опушки оказывает несущественное влияние на частоты и формы собственных колебаний бруса.

Накладываясь на вынужденные колебания, собственные и сопровождающие колебания определяют результирующую форму и амплитуду прогиба бруса (берда) батана в переднем положении, формируя тем самым конечную структуру вырабатываемой сетки.

Изменение частоты вращения главного вала станка (п) может оказать существенное влияние на структуру формируемой сетки. При увеличении значения п на первой фазе увеличивается прогиб бруса (в сторону опушки от инерционных сил), уменьшается время подхода бруса к опушке % (т. е. изменяются начальные условия для второго этапа /фазы/), уменьшается tпп ~ время подхода батана к переднему положению во второй фазе движения. Учитывая, что частота собственных колебаний значительно выше вынужденных (на два порядка), то указанные выше изменения могут сказаться на конечной форме бруса в момент формирования сетки (в переднем положении).

Так, например, для сетки 016 (п = 100 мин-1) амплитуды сво-.. бодных и сопровождающих колебаний бруса в переднем положении батана близки друг к другу. А поскольку они находятся в противо-фазах, то колебания бруса практически не будут проявляться.

При выработке сетки 04 (п = 100 мин-1) амплитуды сопровождающих колебаний существенно выше амплитуды свободных (примерно вдвое). Следовательно, в итоге будут проявляться колебания с амплитудой, примерно равной половине амплитуды сопровождающих колебаний. В этом случае даже незначительное изменение частоты п в пределах одного цикла может привести к разнице в прогибе бруса за предыдущий и последующий циклы, превышающей установленное ГОСТом предельное отклонение среднего арифметического размера стороны ячейки сетки от номинального.

На основании сказанного можно сделать заключение, что если выработка сетки 016 при указанных параметрах батанного механизма возможна, то качество сетки 04 не гарантировано.

С точки зрения гашения возникающих в момент прибоя в брусе батана колебаний необходимо введение фазы выстоя батана в переднем положении.

выводы

1. Разработана цикловая диаграмма работы батана серийного станка СТР-100-М с теоретическим выстоем в переднем положении 20° угла поворота главного вала станка и с ускорением по закону синуса или Неклютина с выстоем, проведена корректировка геометрических параметров привода батана. Практический выстой батана составляет при этом не менее 40°, что обеспечивает условия прибоя уточины к опушке вырабатываемой сетки аналогичные существующим на станке ТП-100-М: подвод уточины к опушке при открытом зеве и отход берда после фиксации уточины перекрывающимся зевом.

2. Установлено, что несмотря на некоторое увеличение нагрузок на звенья батанного механизма в связи с изменением циклограммы его работы, контактные напряжения в паре кулачок-ролик остаются значительно ниже допускаемых при любых законах движения батана и не препятствуют повышению скоростного режима работы станка.

3. Разработана динамическая модель батанного механизма станков типа СТР с учетом упругости его звеньев и реакции упругого основания системы заправки станка.

Значение теоретически рассчитанного коэффициента постели Кц хорошо согласуется со значением Кц, определенным из экспериментальных данных.

4. Разработана математическая модель динамики батанного механизма металлоткацкого станка типа СТР-100-М, на основании которой определены собственные частоты и формы изгибных колебаний бруса на фазе движения батана до опушки вырабатываемой сетки, на фазе взаимодействия берда с опушкой, а также прогибы бруса в функции времени его движения.

5. Установлено, что наибольшее влияние на низшие частоты и формы колебаний бруса оказывает его изгибная жесткость и погонная масса. При проектировании механизма необходимо стремиться к увеличению его изгибной жесткости с параллельным снижением его погонной массы. Практически не оказывает влияние на собственные частоты и формы колебаний бруса приведенная к угловой жесткость системы лопасть-подбатанный вал-опоры подбатанного вала.

6. Выявлено, что в процессе взаимодействия берда с опушкой вырабатываемой сетки в брусе кроме чисто вынужденных колебаний возникают свободные колебания, вызванные начальным возмущением (в момент касания берда с опушкой сечения бруса имеют

относительные смещения и скорости), и свободные сопровождающие колебания, вызванные приложением нагрузки со стороны опушки. Данные колебания действуют в противофазах и могут гасить друг друга.

7. Предложена методика оценки возможности выработки на станке того или иного номера сетки. Так, при выработке сетки 04 из проволоки 12Х18Н10Т диаметром 0.25 мм при частоте вращения главного вала 100 об/мин, разница между амплитудами свободных колебаний, вследствие случайных воздействий, например, колебаний частоты вращения главного вала станка, приводит к отклонению стороны ячейки в свету выше предельно допустимого ГОСТом. При выработке сетки 016 из проволоки 12Х18Н10Т диаметром 0.1 мм указанные свободные колебания взаимно гасятся, вследствие чего не оказывают влияние на качество продукта.

С целью гашения возникающих изгибных колебаний бруса необходимо ввести в циклограмму работы батанного механизма фазу выстоя в переднем положении.

8. Разработан пакет программ для ЭВМ, позволяющий производить кинематические, силовые и динамические расчеты батанных механизмов.

Программы могут быть использованы для модернизации существующего и проектирования нового оборудования для производства металлосеток.

9. Результаты исследований получили практическое применение в Шуйском СКВ ТО при модернизации станка СТР-100-М, на котором был установлен скорректированный батанный механизм с выстоем берда в переднем положении 20° поворота главного вала. Производственные и лабораторные испытания на заводе "Электрокабель" г. Кольчугино Владимирской области показали, что выработанная на данном станке металлосетка полностью соответствует требованиям ГОСТ.

Материалы диссертационной работы отражены в следующих

публикациях:

1. В. А. Суров, А. А. Тувин, А. В. Чумиков, А. В. Сухарева. Силовой анализ основных механизмов металлоткацких станков типа СТР с учетом экспериментальных данных натяжения основы (равное участие авторов).

Проблемы развития малоотходных ресурсосберегающих экологически чистых технологий в текстильной и легкой промышленности: Тезисы докладов международной научно-технической конференции 31 октября - 3 ноября 1995 года. -Иваново: ИГТА, 1995. -С. 98...99 (равное участие авторов).

2. В. А. Суров, А. А. Тувин, А. В. Чумиков, А. В. Ковалевский. К вопросу о точной фиксации уточной нити на металлоткацких станках типа СТР-100-М (равное участие авторов).

Проблемы развития малоотходных ресурсосберегающих экологически чистых технологий в текстильной и легкой промышленности: Тезисы докладов международной научно-технической конференции 31 октября - 3 ноября 1995 года. -Иваново: ИГТА, 1995. -С. 102...103 (равное участие авторов).

3. В. А. Суров, А. В. Чумиков Разработка динамической модели ба-танного механизма металлоткацких станков типа СТР.

Теория и практика разработки оптимальных технологических процессов и конструкций в текстильном производстве: Тезисы докладов международной научно-технической конференции 19 - 22 ноября 1990 года. -Иваново, ИГТА, 1996. -С. 118...119 (равное участие авторов).

4. Суров В. А., Тувин А. А., Ковалевский А. В., Чумиков А. В. Кинематическое исследование батанного механизма металлоткацкого станка ТП-100-М.//Изв. вузов. ТТП. -1996, № 2. С. 95...100 (равное участие авторов).

5. Суров В. А., Тувин А. А., Ковалевский А. В., Чумиков А. В. Иссле-довние батанного механизма металлоткацких станков типа СТР с выстоем в момент прибоя.//Изв. Вузов. ТТП. -1996, № 3. С. 90...93.

6. Суров В. А., Чумиков А. В. Собственные колебания бруса батана металлоткацкого станка типа СТР././Изв. вузов. ТТП. -1996, № 4. С. 75...79 (равное участие авторов).

7. Суров В. А., Чумиков А. В. Вынужденные колебания бруса батана металлоткацкого станка типа СТР.//Изв. вузов. ТТП. -1996,. № 5. С. 68...72- (равное участие авторов).