Основным преимуществом, которое предопределяет успешное внедрение оборудования на базе алмазно-канатных пил, является возможность отделения монолитов от массива в десятки раз больших размеров по сравнению с дисковыми и баровыми камнерезными пилами, на смену которых приходит данное оборудование.
Размеры выпиливаемых монолитов из массива определяются рабочими параметрами оборудования, и не превышают для дисковых камнерезных машин 1 м, а для баровых – 2-3 м. В свою очередь, высота уступа при отработке алмазно-канатными пилами может быть от 1-го до 12 м и более. Отделение монолитов высокими уступами позволяет значительно сохранять естественную блочность массива и соответственно увеличивать выход товарной продукции. Добыча блоков мрамора с применением канатно-алмазных пил производится по двухстадийной схеме, когда на первой стадии обеспечивается отделение монолита от массива, а затем на второй выполняется его опрокидывание на рабочую площадку и пассировка на товарные блоки.
При этом использование двухстадийной схемы требует обоснования оптимальных геометрических параметров монолита, обеспечивающих максимально возможный выход товарной продукции при минимальных удельных затратах. Увеличение высоты, ширины и длины монолита позволяет значительно снизить эксплуатационные затраты на отделение монолитов от массива. На каждый кубометр добытого товарного блока уменьшается объем работ по: бурению скважин, выполнению горизонтального реза баровой камнерезной пилой, опрокидыванию отпиленного монолита.
В то же время, чрезмерно завышенная высота уступа может привести к разрушению мрамора по искусственным трещинам, образованным при опрокидывании и падении монолита, что сократит выход товарной продукции. Оптимальная высота, обеспечивающая минимальные удельные эксплуатационные затраты, зависит от характера трещиноватости, физико-химических свойств мрамора, качества отсыпаемой подушки, угла наклона рабочей площадки.
Поэтому целью разработанной и нижеприведенной методики являлось установление параметров монолитов, обеспечивающих максимальный выход товарной продукции за счет снижения потерь от разрушения монолита в процессе его опрокидывания (рис.4.7). При этом рассматривались характеристики падения монолита и его удара, а также влияние исходных параметров на эти процессы. К рассмотрению принимался отделенный от массива монолит с размерами: высота H, м; ширина B, м; длина L, м; физическими величинами: плотность r, т/м³; сопротивление сжатию sсж, МПа; сопротивление растяжению sр, МПа.
Найдем основные характеристики удара: скорость падения; импульс удара; силу удара; продолжительность удара и напряжение в монолите в момент удара.
В течение всего времени падения в монолите действует потенциальная энергия, а в момент удара в нем действует кинетическая энергия. На основании теоремы об изменении кинетической энергии определяется скорость удара монолита о поверхность рабочей площадки [30]
(4.28)
где g – ускорение свободного падения, м/с.
Рис.4.7. Опрокидываемый монолит:
1 - клин; 2 - монолит на линии равновесия; 3 - линия равновесия;
4 - монолит падающий; Vа - скорость в точке А;
Vс - скорость в точке С; mg - сила тяжести, Н
В момент удара монолита о поверхность рабочей площадки он приобретает ударный импульс, который находится из выражения
(4.29)
где 
- объем монолита, м3.
Импульс удара порождает силу удара монолита (Р) о поверхность рабочей площадки.
(4.30)
где t – продолжительность удара или время удара, с.
Продолжительность удара определяется по общеизвестной зависимости
(4.31)
где B – ширина монолита, м;
Ss – скорость распространения поперечных волн, м/с;
(4.32)
где E – модуль Юнга, Па.
После того, как монолит прекращает свое падение, происходит удар и начинается разрушение монолита. Разрушение – это разрыв связей между атомами и ионами в кристаллической решетке, оно происходит в результате действия внешних сил, которые являются причиной возникновения напряжений как на контактной поверхности, так и внутри монолита.
Известно, что мрамор является твердой и хрупкой породой, поэтому его разрушение носит упругохрупкий характер. При таком упругом разрушении происходит одновременный отрыв атомов друг от друга по всей плоскости разрыва, на что не требуются большие внешние усилия. В данном случае внешним усилием, действующим на монолит, является сила удара Р. Напряжение, формируемое на контактной поверхности в момент удара, определяется из выражения:
(4.33)
где F – площадь поверхности удара, м².
С учетом вышеприведенных зависимостей (4.28)-(4.33) расчетная формула примет окончательный вид, Па:
(4.34)
где hi– высота исследуемого сечения монолита, м.
Разрушение мрамора при опрокидывании монолита на рабочую площадку произойдет при превышении максимального напряжения smax динамического предела прочности мрамора на растяжение [sр]д.
. (4.35)
Для подтверждения полученных результатов проведены экспериментальные исследования влияния высоты монолита на потери мрамора, появление которых обусловлено ударом монолита о рабочую площадку [20]. Также в результате исследований предполагалось установить влияние формы отдельностей, слагающих отделяемые монолиты, на потери товарной продукции.
Исследования проводились в условиях Коелгинского карьера, на котором с 1997 г. началось освоение в промышленном масштабе высокоуступной технологии добычи блочного камня с применением алмазно-канатного оборудования. В качестве контрольного показателя процесса принималось изменение количества некондиционных блоков, сформированных искусственными трещинами, после опрокидывания монолита. Для определения количества некондиционных блоков из всех поверхностей отдельностей, на которые разделяется опрокидываемый монолит, выявлялись образованные в момент удара и далее рассчитывался объем, формируемый такими трещинами. При проведении эксперимента постоянными параметрами были: ширина 1,8 м и длина 8 м монолита, высота демпферной подушки 1 м. Исследования проводились для двух различных форм отдельностей, слагающих монолит, кубической и пластинчатой. Результаты оценки влияния высоты уступа на потери товарной продукции при кубической и пластинчатой форме отдельностей приведены на рис.4.8.
Рис.4.8. Зависимость потерь товарной продукции от высоты
уступа при кубической (1) и пластинчатой (с L:b:h = 1:3:5) (2)
формах отдельностей
Отделяемые монолиты после их опрокидывания на рабочую площадку с кубической и пластинчатой формой отдельностей, слагающих монолит, представлены на рис.4.9.
Из приведенного рис.4.8 следует, что с увеличением высоты монолита возрастают технологические потери, с 0,5 до 3% и с 4 до 6,5 % соответственно при отдельностях, слагающих монолит, кубической и пластинчатой формы (рис.4.9). Анализ влияния формы отдельностей, слагающих монолит, показывает, что отдельности кубической формы меньше подвержены разрушению по искусственным трещинам.
а б
Рис. 4.9. Схематическое изображение форм отдельностей,
слагающих монолит:
а - кубическая форма отдельностей, Кв 
0,6;
б – пластинчатая форма отдельностей, Кв 0,4
Вследствие того, что форма отдельностей оказывает влияние на количество потерь, добыча блочного камня с направлением подвигания фронта горных работ вдоль простирания системы крутопадающих трещин позволит снизить потери от разрушения монолита при падении на 2-4 %.
Проведенными теоретическими и экспериментальными исследованиями по изучению процесса опрокидывания монолита на рабочую площадку установлено, что из размеров монолита (длины, ширины и высоты) на величину потерь товарной продукции существенно влияет только высота монолита.
4.4. Разделка и пассировка объемов камня
канатно-алмазной пилой
Выход блоков по группам (ГОСТ 9479-98) в основном определяется природной трешиноватостью массивов. Особенно она характерна для залежей мрамора, для которых выход блоков 1 и 2 групп (объем свыше 2 м3), как правило, не превышает 25 %. Использование блоков 3 и 4 группы (0,5-2,0 м3) возможно при производстве блоков заготовок из малообъемных неправильной формы глыб, у которых, как минимум, две поверхности пиленные. Толщина (либо высота) блока заготовки определяет размер облицовочной плиты, ее ширину, которая ограничена размером 400 мм, если при распиловке применяются алмазно-дисковые пилы диаметром 1200 мм. Таким образом, при производстве блоков заготовок высотой 300-400 мм и переработке их на дисковых распиловочных станках простейшей конструкции (типа фрезерных) решается задача увеличения выхода облицовочной мраморной плитки без увеличения объемов добычи горной массы в полтора-два раза. Ранее для этой цели были разработаны и применялись пассировочные станки на основе алмазно-дисковых и одноштрипсовых пил. Дисковый распиловочный станок характеризуется значительным диаметром рабочего инструмента (2000-3500 мм), что делает его уникальным и дорогостоящим (рис.4.10,а). Штрипсовым станкам в силу возвратно-поступательного перемещения рабочего инструмента присущ такой недостаток, как низкая скорость резания, которая в случае одноштрипсового исполнения станка предопределяет его низкую эксплуатационную производительность (рис.4.10,б).
Рис. 4.10. Схема разделки камня пассировочными станками:
а – дисковая распиловка блока; б – штрипсовая распиловка блока
Рассмотренные пассировочные станки снабжены тележкой для размещения блока камня и монтируются на специально подготовленный фундамент, как правило, в закрытом помещении, т.е. являются стационарным разделочным оборудованием. Краткая техническая характеристика наиболее известных моделей разделочно-пассировочных станков с алмазным инструментом приведена в табл.4.3.
Таблица. 4.3
Технические характеристики разделочно-пассировочных станков
| Основные показатели | Дисковый станок Т 30 фирмы «Терцаго» (Италия) | Штрипсовый станок М 4000 фирмы «Пеллегрини» (Италия) | Канатная пила Т-25 фирмы «Пеллегрини» (Италия) |
| Максимальные размеры распиливаемых блоков, м: высота ширина | 1,25 2,0 | 2,2 3,0 | До 2,5 Не ограничена |
| Скорость резания, м/с | 36; 44; 50 | 1,1 | |
| Установленная мощность, кВт | 57,5 | 15,0 | 18,0 |
| Габаритные размеры, м | 7,5  5 1,5
| 7,7 0,9 4,2
| 1,5 0,8 0,95
|
| Масса станка, т | 0,45 |
Как видим, сложное и громоздкое оборудование в случае дисковых пил и малопроизводительное в случае штрипсовых пил является причиной ограниченного использования данного оборудования для разделки объемов камня с целью производства блоков заготовок.
Стремление повысить эффективность этой операции привело исследователей к созданию канатно-алмазных пассировочных станков [32]. К настоящему времени разработано и серийно выпускаются три типа станков в зависимости от схемы навески гибкого инструмента и способа реализации рабочей подачи (рис.4.11). К первому типу относятся самые распространенные на сегодняшний день станки портальной конструкции с П-образной рамой (рис.4.11,а-г). В станках первой группы (см. рис.4.11,а) применены два шкива, один из которых приводной, другой направляющий. Диаметры шкивов определяются, исходя из высоты распиливаемого блока с таким условием, чтобы холостая ветвь каната не вступала в контакт с камнем. Шкивы диаметром до 2.5 м устанавливают с возможностью их синхронного перемещения вдоль вертикальных стоек на величину максимальной глубины пропила. Трудоемкость изготовления крупногабаритных шкивов, а также жесткие требования к их динамическому уравновешиванию усложняют конструкцию станков данного класса.
В связи с этим разработан и применяется конструктивный вариант, в котором использованы приводной шкив и три направляющих ролика, смонтированных на общей траверсе с возможностью вертикального перемещения для осуществления рабочей подачи инструмента (см. рис.11, б). В этом варианте удается диаметры шкива и направляющих роликов снизить до 0,6 м, а высоту пропила не ограничивать размерами последних.
С целью упрощения механизма подачи разработана конструкция станка, в которой приводной шкив и четыре направляющих ролика закреплены на раме без возможности перемещения в вертикальной плоскости, а подача осуществляется шестым направляющим роликом, перемещающимся в горизонтальном направлении с помощью коретки по поперечной траверсе станка (см. рис. 11, в). Как видим, упрощение конструкции достигается за счет увеличения числа направляющих роликов. Модификацией рассмотренной схемы станка является конструкция, в которой изменено направление подачи инструмента на распиливаемый блок камня: не сверху вниз, как во всех рассмотренных вариантах, а слева на право, или наоборот (см. рис.11,г). Такое решение позволяет уменьшить на две единицы количество направляющих роликов по сравнению с ранее описанным станком (см. рис.11,в).
Все пассировочные канатно-пильные станки первого типа снабжены тележкой с поворотным столом для размещения блока и монтируется на специально подготовленный фундамент, т.е являются стационарным распиловочным оборудованием.
Второй тип станков отличает отсутствие традиционной П-образной рамы, которая заменена на автономные стойки, не связанные между собой несущей поперечной балкой, что дает возможность существенно уменьшить вес станка и снизить трудоемкость его монтажа и демонтажа при переносе его на другой участок. В качестве фундамента для стоек здесь могут быть применены железобетонные плиты. Станок также снабжен тележкой с поворотным столом для блока (рис.4.11, д).
Рис. 4.11. Схема разделки объемов камня алмазно-канатными пилами
Принципиально новое конструктивное решение было положено в основу канатно-пильных установок третьего типа, в которых отсутствует какая-либо стационарная несущая конструкция для крепления направляющих роликов, механизмов резания и подачи, так как все эти механизмы и узлы скомпонованы в единый малогабаритный агрегат на передвижной тележке (рис.4.11,е).
Распиловка кольцевым канатно-алмазным контуром в этом случае становится возможной по схеме «петлевого охвата», когда кольцевой контур охватывает на 1800 с одной стороны распиливаемый блок, с другой - ведущий шкив, который одновременно осуществляет и рабочую подачу каната, и его линейное перемещение вдоль пропила. Вес таких установок по сравнению с вышеописанными снижен более чем в десять раз. Преимуществом является также и то, что установка не крепится на фундаменте, а перемещается в сторону подачи по направляющим, которые легко устанавливаются каждый раз перед блоком. Высокая маневренность установки в пределах участка исключает применение транспортных средств в виде тележки, на которой традиционно велась пассировка и разделка. Для более объективного технико-экономического обоснования и выбора той или иной схемы разделки камня и конструкции пассировочного оборудования предложены критерии оценки силового контактного воздействия режущего инструмента на породу и его работоспособности во времени.
Особенностью гибкого режущего инструмента является его свойство усиливать контактное давление на распиливаемый предмет с увеличением угла охвата при прочих равных условиях. А так как контактное давление определяет величину производительности резания, то очевидна значимость данного технологического параметра в оценке технико-экономических показателей процесса распиловки гибким инструментом. Производительность резания, выраженная через предельную несущую способность каната, определяется следующим соотношением:
(4.36)
где Рпр - статическая прочность несущего каната;
[n] - коэффициент запаса прочности режущего контура;
- коэффициент полезного использования несущей способности режущего инструмента (
- угол охвата инструментом распиливаемой породы).
Коэффициент 
зависит от угла охвата гибким инструментом распиливаемого блока камня и выражает часть доли предельной несущей способности каната, затрачиваемой на силу резания. Но величину угла охвата j (интервал его изменения) определяет схема распиловки, поэтому коэффициент характеризует схему распиловки с позиции силового контактного воздействия гибкого инструмента на породу и должен применяться для оценки эффективности его породоразрушающей способности в различных типах установок. На рис.4.12 приведена зависимость производительности резания от угла охвата для горных пород типа мрамор с пределом прочности sсж=50-75 МПа (в расчетах приняты следующие показатели: Эп=1,1 ·108 Дж/м3; mпр/m=0,1;Vр=30 м/с; Рпр=15 кН; [n]=10; bп =0,01 м.
Рис.4.12. Зависимость производительности алмазно-канатных пил
от угла охвата
Важным практическим выводом из анализа зависимости П от j является доказательство повышения эффективности распиловки гибким инструментом заданной несущей способности с увеличением угла охвата. Таким образом, максимальное нормальное давление гибкого инструмента на породу, а значит и предельная производительность резания, достигается по схеме «петлевого охвата» распиливаемого монолита или блока камня, т.е. когда j=1800 (см. рис.4.11, е).
На продолжительность работы несущего каната оказывает влияние количество и кривизна участков изгиба каната в системе его навески на распиловочном оборудовании [38], [41]:
(4.37)
где Lк - длина контура в системе навески;
Nц - количество циклов изгиба до разрушения каната;
J - количество участков изгиба в системе навески каната.
Результаты исследований представлены графически на рис.4.13, где приведена зависимость усталостной стойкости несущего каната D = 4,6 мм (ГОСТ 3066-80) от относительного диаметра его изгиба.
Период эксплуатации гибкого инструмента определяется уровнем напряженно-деформированного состояния проволок несущего каната, поэтому применение дополнительно 2-3 направляющих роликов малого диаметра существенно, иногда на порядок снижает усталостную стойкость несущего каната и время его безобрывной работы. На основании исследований (см. рис.4.13) рекомендуется при проектировании камнерезных установок с гибким режущим инструментом назначать относительный диаметр изгиба каната не ниже предельной величины:
(4.38)
(где D - минимальный диаметр изгиба; dk –диаметр каната), а количество участков изгиба – по возможности минимальным, тогда время работы инструмента до усталостного обрыва будет максимально возможным.
Рис. 4.13. Зависимость усталостной стойкости несущего каната
от относительного диаметра его изгиба
Таким образом, наиболее перспективной является схема распиловки по принципу «петлевого охвата» (см. рис.4.11,е), в которой высокие технико-экономические показатели достигаются при максимальной производительности резания и стойкости инструмента, высокой надежности в эксплуатации оборудования и технологической маневренности.
Одним из актуальных вопросов при распиловке объемов камня является определение оптимальных силовых режимов работы канатных пил, позволяющих существенно повысить эффективность процесса резания.
Рациональные силовые режимы канатно-алмазной распиловки определялись для мраморов Южно-Уральского региона при пассировке и разделке объемов камня по схеме петлевого охвата (см. рис.4.11, е). При этом с изменением усилия подачи Рп на канатную пилу для различных по диаметру dВ алмазно-режущих элементов замерялась производительность П и мощность N, потребляемая в процессе резания. В качестве контрольного показателя процесса принималась удельная работа распиловки, минимальное значение которой (Ауд ® min) и определяет рациональный силовой режим.
(4.39)
Рациональный силовой режим распиловки будет реализован в том случае, когда наибольшая доля энергии в общем балансе расходуется на разрушение породы и минимальная - на разрушение инструмента и взаимное трение. Условием достижения соответствующего режима будет обеспечение необходимого контактного напряжения 
, величину которого определяют из выражения:
, (4.40)
где ширина пропила bп принималась равной диаметру dВ алмазо-режущей втулки (bп = dв), а коэффициент распиловки определялся по следующей упрощенной формуле
. (4.41)
где kh- коэффициент приведения длины контакта инструмента с породой к высоте пропила (kh= 1,5-1,55 при угле охвата p).
Изменение технологических показателей от усилия подачи при распиловке гибким контуром с диаметром втулок 10, 8, 6 мм сведены в табл.4.4 и представлены на рис.4.14 и 4.15, из которых видно, что при одинаковом усилии подачи производительность алмазно-канатной пилы с контуром диаметров 8 мм значительно выше, чем с контуром 10 мм, а потребляемая мощность снижается при использовании контура 8 мм.
Усилие подачи Рн, Н
Рис.4.14. Графики зависимостей производительности
алмазно-канатной пилы от усилия подачи для контуров
с диаметром втулок 8 мм - и 10 мм -u
Усилие подачи Рн, Н
Рис.4.15. Графики зависимостей потребляемой мощности
электродвигателем алмазно-канатной пилы от усилия подачи
для контуров с диаметром втулок 8 мм - и 10 мм -u
Увеличение усилия подачи с 500 до 750 Н для контура с dв = 10 мм, как видно из табл.4.4, ведет к равному увеличению производительности и мощности распиловки. Так как Ауд не возрастает, то верхнее значение данного силового интервала = 66 Н/см2 может быть принято в качестве рационального параметра.
Для контура с dв =8 мм увеличение усилия подачи с 500 до 750 Н приводит к увеличению производительности на 56%, а мощности на 36 %, при этом Ауд снижается на 12 %. В этом случае Ауд стремится к минимальному значению, поэтому верхнее значение = 30 Н/см2 данного силового интервала также может быть принято в качестве рационального.
Таблица 4.4
Изменение технологических показателей при увеличении усилия подачи
| Усилие подачи РП, Н | Диаметр контура dв, мм | Коэффициент прерывистости КП | Контактное напряжение  , Н/м2
| Мощность N, кВт | Коэффициент распиловки m | Производительность распиловки П, м2/ч | Удельная работа распиловки Ауд, Дж/м3 |
| 0,50 | 27,3×104 | 7,45 | 0,18 | 4,34 | 1,12×109 | ||
| 0,33 | 18,9×104 | 8,10 | 0,28 | 2,59 | 1,41×109 | ||
| 0,33 | 25,4×104 | 8,84 | 0,24 | 3,33 | 1,29×109 | ||
| 0,33 | 28,4×104 | 11,09 | 0,25 | 4,03 | 1,24×109 | ||
| 0,15 | 43,9×104 | 8,31 | 0,28 | 1,4 | 1,62×109 | ||
| 0,15 | 54,0×104 | 9,54 | 0,28 | 2,25 | 1,62×109 | ||
| 0,15 | 65,8×104 | 14,23 | 0,33 | 3,15 | 1,63×109 |
Применение контура dВ = 6 мм для исследуемого силового интервала позволяет повысить производительность распиловки на 38 % по отношению к контуру dВ = 10 мм и на 22 %- к контуру dВ = 8 мм, при этом значение удельной работы распиловки снижается на 31 и 35% соответственно.
Использование контура dВ = 6 мм позволяет не только сократить потери продукции и расход инструмента за счет уменьшения ширины пропила, но и решает проблему с односторонним износом инструмента. То есть алмазорежущие элементы равномерно истираются по всей поверхности, а не по одной стороне (рис.4.16).
Рис.4.16. Сечение алмазорежущего контура:
а – нового; б - изношенного неравномерно; с - изношенного равномерно;
1 – металлический корпус втулки; 2 – алмазорежущий слой
При неравномерном износе алмазорежущий контур выходит из строя, отработав свой ресурс меньше, чем на 50% (см. рис.4.16). Результаты данных исследований свидетельствуют о важности выбора рационального силового режима распиловки применительно к различному диаметру алмазорежущего контура. При необоснованном понижении усилия подачи производительность распиловки резко снижается, а удельные затраты энергии повышаются, и, следовательно, снижается эффективность процесса резания в целом. При чрезмерном увеличении усилия подачи производительность практически не возрастает, а удельные энергозатраты растут.
Библиографический список
1. А.с. 1230861 СССР, МКИ В 28 D 1/08. Способ канатно-абразивной распиловки блоков природного камня и других подобных материалов /Г.Д. Першин, К.Г. Залялютдинов, В.Д.Егоров.
2. А.с. 1286773 СССР. МКИ Е 21 С 47/10. Способ канатно-абразивной распиловки блоков природного камня и других подобных материалов /Г.Д. Першин, В.Н. Петухов, И.И. Котожеков.
3. А.с. 1423376 СССР. МКИ И 26 D 1/08. Способ канатно-абразивной распиловки природного камня и других подобных материалов /Г.Д. Першин, Н.Р. Рыбаков, В.А. Попов.
4. Акопян Р.В., Григорян М.С. Расчетно-аналитический метод определения потерь, связанных с трещиноватостью пород при механизированной добыче блоков облицовочного камня //Тр. НИИКС. – Ереван, 1974. - Вып.7 – С. 45-47.
5. Акопян Р.В., Лусинян К.Г. Исследование влияния режимов резания на износ алмазных элементов алмазно-канатного режущего инструмента //Изучение природных каменных материалов и силикатного сырья, разработка эффективной техники и технологии производства: Сб. науч. тр. – Ереван: НИИКС, 1983. - С. 40-49.
6. Алимов О.Д. Удар. Распространение волн деформаций в ударных системах. – М.: Наука, 1985. – 357 с.
7. Анощенко Н.Н. Геометрический анализ трещиноватости и блочности месторождений облицовочного камня. - М.: МГИ, 1983. – 32 с.
8. Анощенко Н.Н., Стремилов В.Я. Районироание карьерного поля по блочности на месторождениях облицовочного камня //Техника и технология разработки карьерных полей: Сб. науч. тр. – М.: МГИ, 1983. – С. 116-122.
9. Бакка Н.Т. Прогнозирование блочности на месторождениях облицовочных гранитов горно-геометрическими методами: Автореф. дис. …канд. техн. наук. - Днепропетровск, 1975. - 14 с.
10. Бакка Н.Т. Разработка технологии и комплексов оборудования добычи блоков из высокопрочных трещиноватых пород: Автореф. дис. …д-ра техн. наук. – М.: МГИ, 1987.- 31 с.
11. Бакка Н.Т., Ильченко И.В. Облицовочный камень. – М.: Недра, 1992. – 303 с.
12. Барский А.А., Русаков К.И. Применение канатных пил на Газганском мраморном карьере //Горный журнал. – 1977. - № 1. - С. 64-67.
13. Беликов Б.П. О методе изучения трещинной тектоники месторождений строительного и облицовочного камня. - М.: АН СССР, 1953. - 38 с.
14. Борзунов В.М. Разведка и промышленная оценка месторождений нерудных полезных ископаемых. - М.: Недра, 1982. - 310 с.
15. Букринский В.А., Михайлова А.В. Изучение связи трещиноватости с тектоническими структурами горных пород. – М.: МИГРЭМ, 1963. – 98 с.
16. Бычков Г.В. Эволюция технологии добычи блоков на Коелгинском мраморном карьере //Камень и бизнес, 1998. – С. 4-7.
17. Годовиков А.А. Минералогия. - М.: Недра, 1983. - 647 с.
18. Голяк С.А., Караулов Н.Г. Использование природного камня в практике градостроительства г. Магнитогорска // Коммунальное хозяйство, энергосбережение, градостроительство и экология на рубеже третьего тысячелетия: Тез. докл. Междунар. науч.-практ. конф. - Магнитогорск: МГТУ, 2001. - С. 18.
19. Горбулев И.Н., Фаталиев С.А. Выход стандартного камня и метод его определения //Объединенная научная сессия институтов строительных материалов и сооружений Закавказских республик. – Баку, 1958. - С. 249 -256.
20. Григорович М.Б., Немировская М.Г. Месторождения минерального сырья для промышленности строительных материалов. - М.: Недра, 1987. – 145 с.
21. Дворецкая Э.Я., Зиганшин И.Т. Алмазный инструмент в строительстве и камнеобработке (анализ перспектив российского рынка) //Камень и Бизнес. - 1999. - № 1. - С. 33.
22. Добрынский А.М., Коримагин В.А., Юшков А.С. О методике изучения трещиноватости по керну буровых скважин // Изв. вузов. Геология и разведка. – 1978. – N 9. – С. 162 – 167.
23. Добыча и обработка природного камня // Смирнов А. Г., Бакка Н.Т., Биржишкие И.С. и др. - М.: Недра, 1990. – 445 с.
24. Инструкция по замеру трещиноватости скальных пород на карьерах промышленности строительных материалов. – М.: МПСМ СССР, 1986. – 12 с.
25. Казарян Ж.А. Природный камень: добыча, обработка, применение. - М.: «ГК Гранит», «ПЕТРАКОМПЛЕКТ», 1998. - 252 с.
26. Караулов Г.А., Караулов Н.Г., Афонин А.В. Исследование влияния параметров системы разработки на потери блочного камня // Добыча, обработка, применение природного камня: Сб. науч. трудов. - Магнитогорск, 2002. – С. 51-56.
27. Караулов Н.Г., Чеботарев Г.И. Влияние трещиноватости на выход товарных блоков на Коелгинском мраморном карьере //Совершенствование методов поиска и разведки, технологии добычи и переработки полезных ископаемых: Тез. докл. Всерос. конф. - Красноярск: КГАЦМиЗ, 1999. - С. 79-80.
28. Косолапов А.И. Исследование влияния на коэффициент выхода товарных блоков мрамора показателей интенсивности добычных работ //Добыча, обработка и применение природного камня: Межвуз. сб. науч. тр. - Магнитогорск: МГТУ, 2001. - С. 94-108.
29. Косолапов А.И. Технология добычи облицовочного камня. - Красноярск: КГУ, 1990. - 189 с.
30. Косолапов А.И., Синьчковский В.Н. Исследование абразивных материалов, применяемых при канатном пилении //Строительные материалы. – 1984. - № 8. –С. 26-27.
31. Косолапов. А.И., Безверхая Е.В. Выбор способа отработки месторождений облицовочного камня //Добыча, обработка и применение природного камня: Межвуз. сб. науч. тр. - Магнитогорск: МГТУ, 2001. - С. 65-77.
32. Маркаев А.П. Динамика тела, соприкасающегося с твердой поверхностью. – М.: Наука, 1985.
33. Международная торговая ярмарка природного камня и технологий камнеобработки Stone+tec’99 //Камень и Бизнес. - 1999.- № 1. - С. 24-25.
34. Моторный Н.И. К вопросу выбора рациональных критериев оценки блочности массивов облицовочного камня //Повышение эффективности производства и качества нерудных строительных и облицовочных материалов: Сб. трудов. – М.: ВНИИПИИСТРОМСЫРЬЕ, 1982. – С. 34 – 42.
35. Моторный Н.И., Назаров П.Н., Сиренко В.Н. Технологические требования к оперативному картированию массивов карьеров природного камня при его добыче //Строительные материалы. – 1987. – N 4. – С. 12-14.
36. Орлов А.М. Добыча и обработка природного камня. - М.: Стройиздат, 1977. - 349 с.
37. Орынбаев Б. Учет трещиноватости при выборе направления разработки мраморных месторождений //Вестник АН КазССР. – Алма-Ата, 1974. – N 9. - C. 63-68.
38. Осколков В.А. Облицовочные камни месторождений СССР. - М: Недра, 1984. - 192 с.
39. Панов Я.Г. Введение в теорию механического удара. – М.: Наука, 1977.
40. Першин Г.Д. и др. Комбинированная технология добычи мраморных блоков //Межвуз. сб. науч. тр. – Магнитогорск, 1999. - С. 110-114.
41. Першин Г.Д. Разделка монолита природного камня канатно-алмазной пилой //Камень и бизнес. – 1995. - №1(5). - С. 10-12.
42. Першин Г.Д. Энергетический принцип расчета поверхностного разрушения горных пород алмазно-абразивным инструментом // Изв. вузов. Горный журнал. – 1992. - № 6. -С. 69-76.
43. Першин Г.Д. Определение силовых и технологических параметров распиловки гибким органом // Изв. вузов. Горный журнал. – 1984. - № 2. -С. 63-67.
44. Першин Г.Д. Энергетические критерии оценки эффективности обработки // Империя камня. - 2001. - № 1. - С. 40-41.
45. Першин Г.Д., Сердюков В.В., Гуров М.Ю. Основные критерии процесса обработки природного камня алмазно-абразивным инструментом // Добыча, обработка, применение природного камня: Сб. науч. трудов. - Магнитогорск, 2001. – С. 109-119.
46. Першин Г.Д. Технико-экономическое обоснование технологических параметров процесса резания камня канатно-алмазными пилами // Строительные материалы. – 1994. - № 8. - С. 4-6.
47. Першин Г.Д., Чеботарев Г.И. Расчет и конструирование канатно-алмазного режущего инструмента // Добыча, обработка, применение природного камня: Сб. науч. трудов. - Магнитогорск, 2002. – С. 79 – 99.
48. Першин Г.Д. Методика расчета геометрических параметров режущего канатно-алмазного инструмента // Изв. вузов. Горный журнал. – 1992. - № 7. - С. 77-82.
49. Першин Г.Д. Канатно-алмазные пилы – основа эффективной работы малых камнеобрабатывающих предприятий // Горный журнал. – 1995. - № 5. – С. 29-32.
50. Першин Г.Д., Демичев А.В., Чеботарев Г.И. Основные требования к конструкции и свойствам несущего каната алмазно-канатных пил // Камень и бизнес. – 2001. - № 2. - С. 29-30.
51. Першин Г.Д., Сердюков В.В., Гуров М.Ю. Исследование силовых режимов распиловки природного камня алмазно-дисковым инструментом // Добыча, обработка и применение природного камня: Сб. науч. тр. – Магнитогорск, 2001. – С. 119-129.
52. Першин Г.Д., Косолапов А.И. Рациональная геометрия забоя при добыче мрамора канатно-алмазными пилами. // Камень и бизнесс. – 1995. - № 2; №3.
53. Першин Г.Д. Обоснование технологических параметров добычи блоков мрамора канатными пилами: Дис. … д-ра техн. наук. – М., 1992. - 349 с.
54. Першин Г.Д. Оптимизация параметров добычи природного камня канатно-абразивными пилами // Изв. вузов. Горный журнал. – 1991. - № 11. - С. 33-35.
55. Першин Г.Д., Гуров М.Ю. Математическое моделирование процесса распиловки природного камня канатно-алмазными пилами // Добыча, обработка, применение природного камня: Сб. науч. трудов. - Магнитогорск, 2002.