CC BY
58
9. Zaharia, S. Reliability Tests [Text] / S. Zaharia, I. Martinescu // Transylvania University Press, Brasov, 2012.
10. Кузьмич, Л. Д. Ускоренные испытания вагонных конструкций на усталостную прочность.[Текст] / Л. Д. Кузьмич // Труды ВНИИВ. - 1971. - Вып. 14. - С. 31-33.
11. Деркач, Б. А. О методах определения надежности деталей ходових частей при проектировании [Текст] / Б. А. Деркач // Труды ВНИИВ. - 1976. - Вып. 30. - С. 41-43.
12. Артамоновский, В. П. Оценка надежности модернизированных рам тяжелых электропоездов при отсутствии отказов в опытной партии. [Текст] / В. П. Артамоновский, Б. А. Деркач // Труды ВНИИВ. - 1978. - Вып. 34. - С. 51-53.
13. Мартинов, I. Е. До питання створення моделi вщмов буксових роликошдшипнигав. [Текст] / I. Е. Мартинов, Е. Д. Тарта-ковський, I. Е. Мартинов, П. А. Устич // Украшська державна академiя зашзничного транспорту. Зб. наук. праць. - 2008. -Вип. 96. - С. 154-158.
14. Мартинов, I. Е. Планування випробувань високонадшних вузлiв вагошв. [Текст] / I. Е. Мартинов // Транспорты системи i технологи КУЕТТ. - 2005. - № 7. - С. 79-83.
15. Мартинов, I. Е. Визначення показнигав надшност букс за результатами випробувань [Текст] / I. Е. Мартинов // Харгав: УкрДАЗТ. - 2005. - Вип. 56 - С. 191-198.
16. Рипс, Я. А. Информационный аспект статистической оценок надежности. [Текст] / Я. А. Рипс // Автоматика и телемеханика. -1967. - № 7. - С. 140-150.
17. Фано, Р. Передача информации [Текст] / Р. Фано. - Статистическая теория связи. - Изд-во «Мир», 1965. - 231 с.
-□ □-
Представлет математичш моделi ручног шлiфувальноi машини 1П2014П i виконаний гх аналiз в режимах холостого i робочого ходу. Наведено результати аналiзу вимог дючих стандартiв до неврiвноваженостi мас абра-зивних кш. Зроблена ощнка вiбрацiйноi безпе-ки пращ ручног шлiфувальноi машини в режимах робочого i холостого ходу
Ключовi слова: ручна шлiфувальна машина, вiбрацii, вiброшвидкiсть, абразивний круг,
дисбаланс, математична модель
□-□
Представлены математические модели ручной шлифовальной машины ИП2014П и выполнен их анализ в режимах холостого и рабочего хода. Приведены результаты анализа требований действующих стандартов к неуравновешенности масс абразивных кругов. Произведена оценка вибрационной безопасности работы ручной шлифовальной машины в режимах рабочего и холостого ход
Ключевые слова: ручная шлифовальная машина, вибрации, виброскорость, абразивный круг, дисбаланс, математическая модель -□ □-
УДК 621.922 : 62-752
|DOI: 10.15587/1729-4061.2015.37848|
МОДЕЛИРОВАНИЕ ВИБРАЦИЙ РУЧНОЙ ШЛИФОВАЛЬНОЙ МАШИНЫ ИП2014П
Д. В. Сталинский
Доктор технических наук, профессор, генеральный директор* Е-mail: energostal@energostal.org.ua Ю. А. Сизый Доктор технических наук, профессор, главный научный сотрудник* П. В. Романченко Начальник отдела* Е-mail: romanchenko@energostal.kharkov.ua Государственное предприятие «Украинский научно-технический центр металлургической промышленности «Энергосталь» пр. Ленина, 9, г. Харьков, Украина, 61166
1. Введение
В условиях современного производства одним из распространенных неблагоприятных факторов внешней среды являются вибрации.
В различных отраслях народного хозяйства, таких как металлургия, машиностроение, судостроение имеют широкое распространение ручные шлифовальные машины (РШМ), применяемые для зачистки проката, сварных швов, острых кромок деталей и других операций. Работа этими машинами сопровождается вибрациями, оказывающими вредное воздействие на оператора машины.
©
Вибрации РШМ исследуются экспериментально, аналитически и на компьютерных моделях, которые все время совершенствуются.
2. Анализ литературных данных и постановка проблемы
Экспериментальные исследования вибраций РШМ представлены в работах [1, 2] которые показывают, что уровень вибраций РШМ превышают допустимые санитарными нормами значения в 1,7-5 раз. В работе [2] отмечено, что важнейшим источником вибра-
ций РШМ является неуравновешенность абразивного круга. Необходимо отметить, что результатов только экспериментальных исследований недостаточно для объективной оценки степени влияния различных факторов на вибрационную характеристику работы РШМ. Очевидно, что такие исследования должны проводиться на математических и компьютерных моделях.
Моделированию вибраций РШМ посвящен ряд работ авторов данной статьи. В работах [3, 4] приведены математические модели вибраций РШМ в режиме холостого хода, однако они не учитывают внешнее воздействия на РШМ, обусловленное процессом шлифования.
В работе [5] описаны модели вибраций РШМ в режимах холостого и рабочего ходов, характеризующиеся достаточно высокой степенью адекватности реальному объекту моделирования, но не учитывающие в качестве источника вибраций неуравновешенные центробежные силы деталей привода вращения круга, т. е. ротора пневмодвигателя, шпинделя и муфты, соединяющей ротор со шпинделем, кроме этого модель описанная в работе [5] не в полной мере учитывает пульсирующий характер изменения силы резания.
В связи с малыми радиальными размерами муфты и шпинделя их неуравновешенность может не учитываться, но при массе ротора тгсЛ=1,22 кг незначительные смещения его тяжести от оси вращения может создать заметный уровень вибрации, что показали эксперименты исследования [6]. Этот источник вибраций будем в дальнейшем называть «внутренним» в отличие от источника вибрации неуравновешенным шлифовальным кругом называемым «внешним».
Кроме этого, анализ литературных источников [7] показал, что ротационные пнев-модвигатели обладают мягкой механической характеристикой, что приводит к заметному падению частоты вращения круга при на-гружении привода его вращения моментом
сопротивления (резания) и должно быть учтено в исследованиях динамики работы РШМ.
3. Цель и задачи исследования
Целью работы является оценка вибрационной безопасности работы РШМ в режимах холостого и рабочего хода с абразивными кругами, изготовленными по существующей технологии формообразования и отвечающими действующим требованиям к дисбалансу.
Для достижения указанной цели были поставлены следующие задачи:
1. Разработка математической и компьютерной модели РШМ в режиме холостого хода с учетом центробежных сил ротора пневмодвигателя.
2. Разработка математической и компьютерной модели РШМ в режиме рабочего хода с учетом центробежных сил ротора пневмодвигателя и пульсирующего характера изменения силы резания.
3. Анализ результатов моделирования вибраций РШМ модели ИП2014П в режимах холостого и рабочего хода.
4. Моделирование вибраций РШМ в режимах холостого и рабочего хода с учетом динамики привода и пульсирующего характера силы резания
Для учета в качестве источника вибраций РШМ неуравновешенных центробежных сил деталей привода вращения круга, т. е. ротора пневмодвигателя, шпинделя и муфты, соединяющей ротор со шпинделем, модель описанная в работе [5] дополнена моделью динамики привода вращательного движения.
Графическая модель системы «абразивный круг -РШМ - оператор», представлен на рис. 1 отличается от описанной в [5] тем, что в точке О1 приложена центробежная сила F1 неуравновешенного ротора пневмодви-гателя.
Рис. 1. Графическая модель динамической системы «Абразивный круг — РШМ — Оператор»
На приведенной схеме (рис. 1) имеются следующие обозначения: т1, т2, т3 - массы РШМ, левой и правой рук оператора; С1, С2, С3, С4 -жесткости пружин соединяющих руки оператора с РШМ и телом оператора; в1, в2, в3, в4 - коэффициенты демфирова-ния в связях рук оператора с РШМ и телом; Х1, Х2, Х3 - координаты поступательного перемещения РШМ, левой и правой рук оператора и угловая координата ф вращательного движения РШМ вокруг центра тяжести (точка О).
На виде по стрелке А условно показаны векторы центробежных сил от эксцентричности круга Fe, непараллельности его торцевеу , прижима круга к зачи-
щаемой поверхности Ррг и сила резания Fp. На главном виде показана сила
F = F + F
(1)
В [5] описана математическая модель вибрации РШМ, которая при учете «внутреннего» источника вибраций будет следующей:
1ф + b1l1q1 — b2l 2<q 2 +c1l1q1 — c212q2 =Fcl -F1l3 m1XX 1 + b1<q 1 + b2q 2 + c1q1 + c2q2 = Fc + F, m2x 2 — b1<q 1 + b3X 2 — c1q1 + c3x2 = 0, m3X 3 + b2<q 2 + b4x 3 + c2q2 + c4x2 = 0.
(2)
Обозначения q1=X1+ф•l2-X2; q2=X1-ф•l2+Xз имеют ясный физический смысл - это упруго диссипативные связи левой и правой рук оператора с РШМ соответственно.
Для моделирования вибраций РШМ коэффициента жесткости и демфирования для средней напряженности мышц оператора взяты из [8]: С1=2^105н/м, С2=3,2-105н/м, С3=3,5404н/м, С4=3,4104н/м, в!=430№С/м, в2=690№С/м, в3=400Н-С/м, в4=450Н^С/м. Значения масс рук оператора т2=3,1кг, т3=3,6кг.
Измерениями и расчетом определены положения рук оператора, источников вибраций (шлифовального круга и ротора пневмодвигателя) относительно центра тяжести РШМ ИП2014П, а также момент инерции и масса машины с кругом и без круга. Эти данные сведены в табл. 1.
Таблица 1
Расчетные и измеренные параметры РШМ ИП2014П
Параметры
РШМ Масса, Момент инерции L, Li, L2, L3,
кг I кг-м2 мм мм мм мм
РШМ ИП2014П
с кругом ПП 150х25х32 6,0 0,053 165 30 230 90
РШМ ИП2014П
без круга и дета- 4,5 0,038 - 90 170 30
лей его крепления
На рис. 2 приведена блок-схема программы таких условий, т. е. условий, когда действует на РШМ только сила F1 и подобранное значение обеспечило значение ^к1=19,898 мм/с, т. е. примерно равное 20 мм/с. В дальнейших исследованиях принимались полученные параметры внутреннего источника вибраций тгс1;=1,22 кг и г=0,2 мм.
Таким образом получена виртуальная, компьютерная модель вибраций РШМ, скорректированная по экспериментальным исследованиям. Этим самым не только найден неизвестный параметр модели г, но и достигнута адекватность всей модели вибраций РШМ в режиме холостого хода.
Центробежная сила от внутреннего источника вибраций описана следующим образом:
F1=r^mrotro2cos(iBt+P).
(3)
В (3) учтено отклонение вектора Fl от вектора Fe на угол р. Кроме этого в модели (рис. 2) учтено взаимное положение векторов Fe и F ущом а!.
Экспериментальные исследования вибраций РШМ ИП2014П в режиме холостого хода с кругом производились на частоте ее вращения 5100 об/мин (85 об/с), что соответствует скорости шлифования кругом 0 150 мм равной 40 м/с. Для этих условий допустимое СКЗ виброскорости согласно санитарных норм, т. е. Г0СТ17770-86 [9] равно 25 мм/с, а допустимый дисбаланс круга согласно ГОСТ 23182-78 [10] тд=0,004, ткр=0,0044,139 кг+0,0045 кг на его радиусе Я=75 мм. Такой дисбаланс создает центробежную силу
F=mд•R•юcosюt=97,43•cosюt, 5100•2п
где ю = -
60
: = 534 рад/с.
Для удобства анализа вибраций РШМ созданы две компьютерные модели отдельно для машины в режиме холостого хода и в режиме рабочего хода.
Общая блок-схема программы решения системы управления (2) в пакете «VisSim» для режима холостого хода такая же, как и в [5]. Отличия состоят в Compaund блоках «Angle move» и «Machine move», моделирующих перемещениях РШМ по координатам ф и х1 соответственно. В этих блоках добавлены воздействия от «внутреннего» источника вибраций: - F^L3 и F1 (см. уравнение 2).
Чтобы учесть внутренний источник вибраций необходимо было его идентифицировать. При известной массе ротора m^^^^ для определения F1необходмо знать r - смещение центра тяжести ротора относительно его оси вращения.
В экспериментах [6] измерен уровень вибраций левой рукоятки РШМ, определяемый среднеквадратическим значением (СКЗ) виброскорости Уск1, он равен 20 мм/с.
Воспроизводя на модели условия работы РШМ в режиме холостого хода без круга и деталей его крепления, можно подобрать такое значение r, которое создаст центробежную силу F1, вызывающую Уск1=20 мм/с.
При таком воздействии и различных значениях угла в между векторами F и Fl получены значения У;к1, приведенные в табл. 2.
Из этой таблицы видно, что Vскl изменяется от 24,3 мм/с до 43,6 мм/с, что в среднем превышает допустимое значение СКЗ виброскорости на 9 мм/с.
В литературе [1] приводятся значения СКЗ вибрации на холостом ходу без круга для РШМ ИП2011 и С-475Б, С-499А, которые не превышают величины 0,6 см/с. Эти значения более чем в три раза меньше измеренного экспериментально для РШМ ИП2014П [6]. В связи с этим можно предположить о некачественном экземпляре машины, подвергнутом экспериментальным исследованиям.
Таблица 2
Значения Vскl, мм/с зависимости от в и г при холостом ходе
В, рад R=0,2 мм R=0,06 мм
0 43,6 36,7
1,57 32,3 33
3,14 24,3 30,9
4,7 37,9 34
Если принять г=0,06 мм, т. е. в три раза меньшим чем 0,2 мм, то при допустимом дисбалансе круга, формирующем центробежную силу F=97,43•cosюt
(ю=534 рад/с) получим на модели изменение в диапазоне от 30,9 мм/с до 36,7 мм/с (табл. 2), т. е. превышение 25 мм/с в среднем равно 8,6 мм/с. Таким образом, и значительное уменьшение дисбаланса ротора не гарантирует обеспечение санитарных норм при допустимом значении дисбаланса круга.
Рис. 2. Распечатка Compaund блока Initial data при моделировании колебаний РШМ в режиме холостого хода без круга
Очевидно, что достичь уменьшения вибраций до допустимого уровня санитарными нормами можно только уменьшением дисбаланса круга, а значит увеличением точности его формообразования при изготовлении.
В отличие от модели РШМ в режиме холостого хода модель РШМ в режиме рабочего хода в общей своей структуре отличается тем, что вместо Compaund блока «Initial data» введены два Compaund блока «Внешнего воздействия» и «Постоянные данные». Таким образом, общая структура модели с блок- схемой расчета VckI и VcKr выглядит так, как показано на рис. 3.
В Compaund блоке «Постоянные данные» вводятся все неизменные параметры модели РШМ ИП2014П с кругом ПП 150х25х32.
Основное отличие модели РШМ в режиме рабочего хода от режима холостого хода заложено в Compaund блоке «Внешнего воздействия», учитывающем разгон и торможение вращательного движения шлифовального круга при изменении на нем момента сопротивления, составляющей силы шлифования Fy и внешних воздействий F и F1. Моделирование вышеуказанных составляющих Compaund блока «Внешнее воздействие» приведено на рис. 4-6, соответственно.
В этом блоке кроме постоянных данных «работают» условия шлифования с максимальной эксцентричностью (Хе=0,3996 мм) и не параллельностью торцов
(Хп=0,298 мм) круга ПП 150х25х32, которые полечены размерным анализом прессформы формирующей размеры круга при существующей на производстве кругов технологии формообразования. В этом же Compaund блоке эксцентричность ротора Хго1;=0,06 мм, углы между векторами сил внешнего и внутреннего источников вибраций взяты равными а1=3,14 рад, р=0 рад.
Рис. 3. Структура модели РШМ в режиме рабочего хода с блок-схемой расчета Vckl и Vckr
Упомянутое основное отличие модели РШМ в режиме рабочего хода от режима холостого хода состоит в том, что в Сотраипс! блоке реализованы модели вращательного движения РШМ и процесса шлифования с определением составляющих силы резания: окружной Fрез и нормальной Fу.
Для составления модели динамики привода вращательного движения РШМ использованы данные механической характеристики ротационного пневмодвига-теля приведены в [1]:
Мд-К= юо-о>1,
(4)
где Мд - момент движущий (развиваемый) пнев-модвигателем; ю0 - установившиеся (настраиваемое) значение угловой скорости; ю1 - угловая скорость как функция времени; значение коэффициента К принято равным 26 рад/с-Н-М, что соответствует давлению воздуха в пневмосети РШМ равна 50 н/м2 [7].
Если к уравнению (4) добавить уравнение движения двигателя:
dffl
Iddt = Мд- M
(5)
и вместо Мд поставить его значение из (4), то получим:
Юл ю
1со = —0---Мс
К К с
(6)
где I - момент инерции всех вращающихся деталей привода, приведенных к шпинделю РШМ, кгм2; Мс=Fpез•RKp - момент сопротивления (момент силы резания); RKp - радиус круга.
и скорректированная для круга ПП 150х25х32, так как это сделано в [6]. При этом получено Ср=707 н/мм.
В программе на рис. 5 сила Fу, формируемая не только усилием прижима Fрг, а и кинематикой вращения круга с радиальным биением его наружной поверхности.
Перемещение режущей поверхности круга по нормам к шлифуемой поверхности Хкр описывается следующим выражением:
Xkp=X1+L•ф+Xecosюt.
(7)
Рис. 4. Compaund блок «Внешнее воздействие». Разгон и торможение вращательного движения шлифовального круга при изменении на нем момента сопротивления
Рис. 5. Compaund блок «Внешнее воздействие». Расчет составляющей силы шлифования Fy
Уравнение (6) реализовано блок-схемой программы, приведенной на рис. 4. В этой схеме принято соп - 534 рад/с, т. е. угловая скорость, настраиваемая в режиме холостого хода. Момент инерции I вращающихся деталей РШМ с круР гом ПП 150х25х32 и деталями его крепления на шпинделе РШМ, обозначенный на рис. 4 как Иггу, рассчитан согласно размеров деталей привода и их масс и равен 0,0046 кг-м2.
В программе рис. 4 реализована обычная для практики ситуация, когда РШМ включается на холостом ходу, а затем производится шлифование. Для используются стандартные блоки и «больше или равно».
В приведенной схеме Мс будет прикладываться к кругу через две секунды.
На рис. 7 приведен график изменения угловой скорости шлифовального круга ю. Сначала РШМ на холостом ходу разгоняется до ю=534 рад/с, а затем, через 2 сек, круг начинает шлифовать и РШМ теряет обороты примерно до 435 рад/с. При этом видно, что в режиме рабочего хода угловая скорость РШМ коле блется, что связано с колебаниями силы резания.
Круг будет резать, когда Хкр>0, а это и будет глубина шлифования Ь.
Принимаем, что окружная сила резания Fрез в два раза меньше радиальной. Такое соотношение между Fу и Fрез типично для обдирочного шлифования. Сила Fрез является входным сигналом в блок-схему рис. 4 для моделирования момента сопротивления Мс.
На рис. 8, 9 показаны графики сигналов Ь и Fрез, соответственно. Из этих графиков виден сложный, пульсирующий характер изменений глубины резания Ь, значения которой меняются от нуля до 0,18 мм, а сила резания Fрез меняется от нуля до 55 Н.
Инерционность вращения частей привода вращения сглаживает колебания частоты ю вращения круга и она устанавливается на каком-то уровне примерно равном 435 рад/с, т. е. ниже юо=534 рад/с.
Приведенные условия моделирования вибраций РШМ на рабочем ходе соответствуют наибольшим значениям эксцентричности круга Хе=0,3996 мм и непараллельности его торцов Хп=0,248 мм, а также значениям угла а=3,14 рад и р=0. При этих условиях У;к1=56,3 мм/с, а У;кг=34,38 мм/с.
Программа моделирования нормальной составляющей Fу силы резания приведена на рис. 5, для чего и использована зависимость Fу=Ср•h, взятая из экспериментальных исследований [11] обдирочного шлифования по упругой схеме кругом ПП 300х30х75
Рис. 6. Compaund блок «Внешнее воздействие». Моделирование внешних воздействий F и F1
Необходимо отметить, что влияние угла а1 (на рис. 6 он обозначен как а) очень велико У;кь Если при холостом ходе изменение а1 в диапазоне 0^6,28 рад ведет к изменению У;к! в диапазоне 16 мм/с, то в режиме рабочего хода этот диапазон увеличивается до 30 мм/с (от 26 мм/с до 56 мм/с). Наибольшее значение У;к! имеет место при а! 3,14 рад/с, т. е. при противо-
положном направлении векторов центробежных сил от погрешностей формы круга и его установки на шпиндель РШМ. Такой факт имеет четкое физическое объяснение.
Рис. 7. График угловой скорости круга ю, рад/с
Рис. 8. График глубины шлифования м
Рис. 9. График окружной силы резания Fрез, Н
Когда вектора Хе и Хп имеют одинаковое направление (а1=0), т. е. складываются, то сила резания Fу, направленная против этой суммы как бы «гасит» колебания РШМ. Когда же эти вектора имеют противоположное направление (а1=3,14), то сила резания Fу «гасит» только одну из центробежных сил, т. е. суммарная сила внешнего воздействия F от погрешностей формы круга будет больше, чем ее значение при а=0. Это хорошо видно из графиков силы F на рис. 10, 11.
При а!=0 сила F колеблется в диапазоне (-30^-200) Н, а при а!=3,14 сила F колеблется в диапазоне (-12^128) Н.
Влияние угла в на незначительно, т. е. направления вектора неуравновешенности ротора пнев-модвигателя F1 невелико в диапазоне ^к1=3 мм/с, так как само значение смещения ротора от оси его вращения принято небольшим (Хгот=0,06 мм).
Полезно сравнить уровень вибрации РШМ в режимах холостого и рабочего хода. В режиме холостого хода колеблется с изменением углов а! ив в диапазоне (33^49) мм/с, а в режиме рабочего хода - в
диапазоне (26^56) мм/с, при прочих одинаковых условиях (одинаковой неуравновешенности круга и ротора пневмодвигателя). Диапазон колебаний вибрации в режиме рабочего хода больше, чем в режиме холостого, однако средний их уровень примерно одинаков, что наблюдалось и при экспериментальных исследованиях [6]. Это еще раз косвенно подтверждает адекватность разработанной математической модели.
Рис. 10. График изменения суммарной силы F внешнего воздействия от центробежных сил, создаваемых кругом и нормальной составляющей силы резания Fy при а-|=3,14 рад
Рис. 11. График изменения суммарной силы F внешнего воздействия от центробежных сил, создаваемых кругом и нормальной составляющей силы резания Fy при а-|=0
5. Выводы
1. Разработаны математические и компьютерные модели РШМ в режиме холостого и рабочего хода, представляющие РШМ как жесткую цельную конструкцию, совершающую при вибрациях как поступательное, так и вращательное вокруг центра тяжести движения под действием центробежных сил неуравновешенного круга и ротора пневмодви-гателя.
2. Используя результаты экспериментального исследования вибраций в режиме холостого хода без
круга для РШМ ИП-2014П, откорректирована компьютерная модель, чем достигнута ее адекватность с реальным объектом моделирования.
3. Установлено моделированием вибраций на левой рукоятке РШМ в режиме холостого хода, что дисбаланс круга равный 0,004 ткр на его радиусе 75 мм, т. е. при предельно допустимом его значении согласно ГОСТ 23182-78 не гарантирует выполнение санитарных норм.
4. Разработаны математическая и компьютерная модели вибрации РШМ в режиме рабочего хода, учитывающие динамику приводов вращательного движения и пульсирующий характер изменения силы
резания, обусловленный радиальным биением круга и центробежными силами его неуравновешенности.
5. Установлено, что при существующей технологии формообразования круга ПП 150х25х32 максимальная погрешность формы круга и установки его на шпиндель РШМ ведут к возбуждению вибраций на левой рукоятке РШМ в режиме холостого хода в диапазоне (33^49) мм/с, а в режиме рабочего хода в диапазоне (26^56) мм/с, что в среднем в 1,6 раза превышает санитарные нормы.
6. Выполнение санитарных норм по уровню вибраций возможен только при значительном увеличении точности формообразования круга и его установки на шпиндель РШМ.
Литература
1. Микулинский, А. М. Защита от вибраций при работе с пневматическими шлифовальными машинами [Текст] / А. М. Мику-линский, Г. А. Стариков, Л. С. Шейман. - М.: Машиностроение, 1976. - 84 с.
2. Страмцов, В. Ю. О влиянии абразивных кругов на вибрацию ручных шлифовальных машин [Текст]: науч.-техн. реф. сб./ В. Ю. Страмцов, Я. Г. Готлиб // Механизированный инструмент и отделочные машины. - М., 1969. - Вып. 2.
3. Сталинский, Д. В. Влияние неуравновешенности масс абразивных кругов на вибрационную характеристику работы ручных шлифовальных машин [Текст] / Д. В. Сталинский, Ю. А. Сизый, Л. Г. Яровая, П. В. Романченко // Еколопя та виробництво. - 2002. - № -3. - С. 53-56.
4. Сталинский, Д. В. УкрГНТЦ «Энергосталь», г. Харьков, Украина Влияние точности изготовления и эксплуатационных свойств абразивного инструмента на условия работы операторов ручных шлифовальных машин [Текст]: сб. научн. статей к XI Межд. науч.-тех. конф. / Д. В. Сталинский, Л. Г. Яровая, П. В. Романченко // Экология и здоровье человека. Охрана водного и воздушного бассейнов. Утилизация отходов. - 2003. - Т. 1. - С. 89-97.
5. Сталинский, Д. В. Вибрации ручной шлифовальной машины при рабочем и холостом ходе [Текст] / Д. В. Сталинский, П. В. Романченко, Ю. А. Сизый // Вестник НТУ «ХПИ». - 2011. - № 40. - С. 3-8.
6. Сталинский, Д. В. Экспериментальные исследования вибрационной характеристики ручных шлифовальных машин [Текст]: тр. 19-й межд. науч.-прак. конф. / Д. В. Сталинский, Ю. А. Сизый, П. В. Романченко, Ю. Н. Любимый // Физические и компьютерные технологии. - Харьков: ГП ХМЗ «ФЕД», 2014. - С. 21-29.
7. Исследование явления обледенения ручных пневматических инструментов [Текст] / Механизированный инструмент и отделочные машины. - 1969. - Вып. 2. - С. 24-43.
8. Васильев, Ю. М. О механическом импедансе согнутой руки человека [Текст] / Ю. М. Васильев, А. Г. Борисов // Научные работы институтов охраны труда ВУСПС. - М.: Профиздат, 1968. - Вып. 52.
9. ГОСТ 17770-86. Машины ручные. Требования к вибрационным характеристикам [Текст] / Взамен ГОСТ 17770-72. - 10 с.
10. ГОСТ 23182-78. (СТ СЭВ 559-77) Круги шлифовальные для ручных машин. Технические условия [Текст] / Термины и определения - по ГОСТ 21445-75. - 6 с.
11. Сталинский, Д. В. Оптимальное проектирование динамических систем обдирочно-шлифовальных станков [Текст] / Д. В. Сталинский, Ю. А. Сизый. - Харьков: ХГПУ , 2000. - 113 с.
