Прогнозирование точности шлицефрезерования червячной фрезой Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 621.9.015: 519.87

К. А. Шалыжин, А. А. Жолобов, канд. техн. наук, проф.

ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ТОЧНОСТИ ШЛИЦЕФРЕЗЕРОВАНИЯ ЧЕРВЯЧНОЙ ФРЕЗОЙ

В статье представлена методика определения элементарных погрешностей шлицевого вала при наличии погрешностей и деформаций элементов технологической системы шлицефрезерования. Описаны способы определения геометрических параметров шлицевого профиля. Установлены базовые элементы технологической системы, с учётом которых производится отсчёт погрешностей. Представлена программа, реализующая алгоритм указанной методики. Рассмотрена область её практического применения.

Для наиболее эффективного использования возможностей высокопроизводительного процесса шлицефрезерования с использованием червячных фрез необходим правильный учет погрешностей, возникающих в технологической системе. Наибольшее число погрешностей возникает из-за действия сил резания и недостаточной жесткости элементов технологической системы. Как известно, жесткость любого станка характеризуется величиной суммарного относительного перемещения инструмента и заготовки под действием силы, поэтому необходимо,

прежде всего, знать величину, направление и точку приложения результирующей силы, нагружающей технологическую систему. Для удобства определения величины силы, её представляют в виде составляющих.

При нарезании цилиндрических зубчатых колёс и шлицевых валов действие силы Pz направлено параллельно оси нарезаемого колеса, Ру - перпендикулярно осям инструмента и заготовки, Рх - перпендикулярно составляющим Pz и Ру (рис. 1) [1].

Фреза

Заготовка

Рис. 1. Составляющие силы резания при шлицефрезеровании: Ров - сила, направленная вдоль работающего витка фрезы; Ррф - радиальная составляющая силы резания, пересекающая ось фрезы; - составляющая силы резания, направлен-

ная вдоль впадины между шлицами нарезаемого вала, параллельная дну впадины; ю - угол подъема витка червяка фрезы; Ру - радиальная составляющая силы резания, направленная к оси заготовки, параллельно её торцу; а - угол, характеризующий направление результирующей силы резания ¥; Ро - окружная составляющая силы резания

Для определения силы резания и её составляющих необходимы следующие исходные данные:

- геометрические параметры фрезы. В соответствии с ГОСТ 8027-86 к ним относятся ёао - наружный диаметр фрезы, Ь - длина фрезы, 1о - число зубьев фрезы, ю - угол подъёма витка червяка фрезы, Т - стойкость фрезы;

- геометрические параметры заготовки и детали - ъ х ё х Б соответственно число шлицев на валу, внутренний диаметр и наружный диаметр шлицевого вала;

- режимы обработки - $>о - подача инструмента за оборот.

Скорость резания определяется по формуле [2]

V =

780г

0,37

Тм О1’28'

(1)

Мощность, затрачиваемая на резание при фрезеровании шлицевых валов, изготовленных из стали 45 твёрдостью НВ 207, определяется по формуле [2]

N = 42 • 10-5 £Г5 0м .

Окружная составляющая силы резания [3]

60 • 103 N

V '

(3)

Сила, направленная вдоль работающего витка фрезы [1],

р =Р

1 ОВ

соза

(4)

Таким образом, составляющая силы резания, направленная вдоль впадины между шлицами нарезаемого вала, параллельная дну впадины:

р = Ров соа'

г соз( у/ + а')

(5)

Составляющая силы резания, направленная перпендикулярно оси заготовки,

(6)

Угол контакта, действующего в данной впадине зуба фрезы,

/ = агесоз I 1 -

0,50

(7)

Угол, характеризующий направление результирующей силы резания ¥,

(

сон/

Р

Ру сон а

V у

$т/

(8)

Составляющая силы резания, перпендикулярная Рг и Ру,

Р =■

і

г%а

(9)

где а = 30 принят по данным, представленным в [1].

Результирующая сил определяется по формуле

4

Р2 + Р2 + Р2

(10)

Сила, направленная вдоль оси

фрезы,

Р =^ Р2 - Р2

ос \ ов о •

(11)

Сила, перпендикулярная оси фрезы,

Р = 1р2 - Р2

рф \ ов

(12)

Таким образом, по вышеизложенной методике в итоге определяются все составляющие силы резания, действующие на заготовку и червячную фрезу.

Установка заготовки в шлицефрезерном станке производится в центрах передней и задней бабок. При этом прогиб заготовки под действием сил резания в точках их приложения можно определить как для балки, установленной на двух опорах, по формулам:

Р • К • (ь - 4)

3 • Е • 3 • Ь

л = РУ • К • (Ь - А,)2

л ЗУ

3 • Е • 3 • Ь

(13)

(14)

При таком способе установки заготовки наибольший прогиб от действия сил резания заготовка будет иметь в середине пролёта. Для определения значения осевого момента инерции шлицевого профиля необходимо представить его в виде отдельных элементов и фигур. Простейшим элементом, отражающим геометрическую характеристику шлицевого профиля, является сектор, ограниченный одним выступом и одной впадиной. Угол сектора определяется делением окружности на число зубьев или шлицев вала.

Для определения осевых моментов инерции элементарного сектора он был представлен в виде комплекса элементарных фигур: равнобедренного треугольника, прямоугольника и сегмента. Для каждой фигуры, условно ориентированной вдоль осей X и У, были определены осевые моменты инерции. В итоге были определены осевые и центробежный моменты инерции элементарного сектора как сумма осевых и центробежных моментов инерции фигур, его составляющих. Осевой момент инерции шлицевого профиля определяется как сумма осевых моментов всех ъ его составляющих элементарных секторов, численные значения которых определяются с использованием оператора поворота осей. В результате получаем осевые моменты инерции всего профиля.

Используя вышеизложенную методику, с помощью разработанной программы для каждого номинального размера шлицевого профиля из ГОСТ 1139-80 был определен осевой момент инерции сечений.

Сравнивая рассчитанные значения осевого момента инерции для шлицевого профиля со значениями момента инерции профиля, соответствующего круглой заготовке для данного профиля, можно установить, что формирование шлицев ослабляет сечение примерно на 30-40 % для

различных шлицевых профилей. Это приводит к различному характеру прогибов обрабатываемой заготовки на участках до и после обработки. Для определения координат действительных точек осевой линии заготовки при обработке воспользуемся формулами расчёта стрелы прогиба балки, закреплённой на двух опорах:

Л = РХ (У) •(Ь Ь0) х

1 6 • Е • 30 • Ь

х( г 3 - гЬ0(2Ь - Ь0));

(15)

Л 2 =

Р • Т

ГХ (У) 0

6 • Е • 3 • Ь

■(-г3 + 3г2Ь -

- г(21} + Ь0) + Ь0Ь),

(16)

где Л1, Л2 - деформации до и после обработки соответственно; z - осевая координата точки; 30 - осевой момент инерции круглого сечения заготовки.

В процессе резания на фрезу действуют силы резания, которые вызывают упругие деформации инструментальной оправки. Направления деформаций определяются из схемы составляющих сил, действующих на фрезу. Величины деформаций зависят от жест-костных и геометрических параметров инструментальной оправки и определяются по формулам, аналогичным формулам для определения прогиба заготовки, поскольку закрепление фрезы также соответствует схеме закрепления балки на двух опорах. Закрепление червячной фрезы на оправке осуществляется, в основном, посередине её пролёта.

В указанных условиях деформации инструментальной оправки под действием приложенных сил определяются по формулам:

Р • Г

Л = РФ И

48 • Е • I ’

Р • I3

Л =■ о И

1—1 ТЛу->

48 • Е • I

, (17)

где I - осевой момент инерции профиля круглого сечения оправки, определяе-

2

мый в зависимости от её диаметра.

Деформация шпиндельного узла А Ш, а также деформация задней бабки

А Б изменяются в соответствии с изменением силы резания по мере продвижения фрезы к шпинделю станка. Их величину можно определить исходя из величины действительной жёсткости шпиндельного узла уШ и задней бабки уБ соответственно, а также с учётом расстояния Ь0 от торца заготовки до рассматриваемой точки. Принимая во внимание допущение, что их жёсткость одинакова в направлении осей У и X при обработке заготовки в центрах, то

Ашг = (Ру ■ Ь0)/(]ш ■ Ь); (18)

Ашх = (Рх ■ Ь0)/(Уш ■ Ь) ; (19)

АБУ = (РУ ■(Ь - Ь0))/(Уб ■Ь); (20)

Абх = (Рх • (Ь - Ь>))/(Уб • Ь), (21)

где уш - жёсткость шпиндельного узла, Н/м; уБ - жёсткость задней бабки, Н/м.

В результате совместного действия деформаций шпиндельного узла Аш и задней бабки А Б суммарная величина деформаций на длине Ь0 может быть определена по формулам:

АШБУ = АБУ + (АШУ - АБУ ) Ь0 /Ь ; (22)

АШБХ = АБХ + (АШХ — АБХ ) Ь()/Ь . (23)

Наличие смещения центровочных отверстий А СП, А Л приводит к дополнительному смещению её оси относительно оси центров станка. Эти факторы не зависят от силы резания и в данной модели учтены при нахождении действительного

радиуса заготовки , определяемого как расстояние от оси центров станка до точки на поверхности заготовки.

Таким образом, действительный радиус заготовки К с учетом смещения

центровых отверстий заготовки при обработке в центрах можно определить по формуле

= у]я] - (АСМ • зт(ф + ^!))2 +

+ А см • соб(ф + то^), (24)

где А СМ - суммарная величина смещения в рассматриваемой точке, расположенной на длине Ь0; ш1 - угол между горизонталью и прямой, проведённой из центра заготовки через правое центровое отверстие.

Суммарная величина смещения А СМ определяется как геометрическая сумма смещений центровых отверстий правого и левого торцов заготовки на длине ЬО:

АСМ = VАСМП + Асмл ± 2АСМПАСМЛ • СоЭ(180 - фцц) ,(25)

где А СМП, АСМЛ - величина смещения центровых отверстий правого и левого торцов заготовки на длине Ьо соответственно:

АСМП = АСП • (1 - Ь0 /Ь) ; (26)

Асмл =Асл ■ (4/Ь), (27)

где А СП, А СЛ - величины смещения центровых отверстий правого и левого торцов заготовки; ф1Щ - угол между прямыми линиями, проведенными от оси заготовки через центровые отверстия.

Овальность А 0 и конусность АК поверхности заготовки оказывают влияние на исходный радиус заготовки К3, соответствующий расстоянию от оси заготовки до точки, расположенной на ее поверхности, и не зависят от изменения силы резания. Наличие исходной овальности поверхности А 0 оказывает влияние на изменение радиуса заготовки от нуля до А 0 во время вращения заготовки вокруг своей оси. Величина конусности А К изменяет его величину от ЯЗ до ЯЗ -АК . Можно записать формулу

для расчета величины исходного радиуса ности, выраженного через угол Я3 по-заготовки ф для каждой точки её поверх- лярной системы координат

Я3 =^ ((Я3 - А к ■ Ь0/ Ь3) ооэф)2 + ((Я3 - А0 - А к ■ Ь>/ Ь3 )ътф)2 , (28)

где Я3 - исходный радиус заготовки; АК -величина конусности поверхности заготовки; ф - полярная координата точки, расположенной на поверхности заготовки;

АО - величина овальности заготовки.

При обработке заготовки в центрах действительный радиус детали ЯД будет непосредственно влиять на смещение оси задней бабки АСБУ и А СБХ . Эту величину

смещения оси задней бабки по направлению осей У и X для любой точки заготовки, расположенной на длине Ьо от правого торца, можно определить из соотношений:

АСБУЬ = АСБУ ‘ (1 - Ь0 /Ь) ; (29)

АСБХЬ = АСБХ ■ (1 - Ь0 /Ь) , (30)

где А СБУ, А СБХ - смещение оси задней бабки станка, измеренное в направлениях осей У и X соответственно.

Для определения изменения глубины резания, вызванного исходной шероховатостью поверхности заготовки Аш , введем допущение, что высота неровностей изменяется случайным образом в соответствии с нормальным законом распределения. Тогда в соответствии с правилом «шести сигм», для каждой точки поверхности заготовки можно принять значение шероховатости поверхности соответственно формулам:

^ /6; (31)

А Rz = акъ ■ Яапй¥ , (32)

где окъ - среднеквадратическое отклонение высоты неровностей поверхности; Я2З - значение шероховатости поверхности; Яапй¥ - случайная функция, значения которой соответствуют стандартизованному нормальному распределению.

Деформации посадочных гнезд инструментальной оправки, условно обозначенных как верхнее и нижнее гнездо (соответственно АВГ и АНГ ), изменяются в соответствии с изменением сил, действующих на фрезу по мере продвижения фрезы к шпинделю станка. Их величину можно определить исходя из величины действительной жёсткости верхнего и нижнего гнезд уВГ и уНГ соответственно, а также с учётом того, что в общем случае червячная фреза установлена на половине длины ЬИ инструментальной оправки. Принимая во внимание допущение, что их жёсткость одинакова в направлении действия сил РО и РРФ , то

Авгрф = РРФ/2Увг ; (33)

А ВГО = Ро/ 2 У ВГ ; (34)

Ангрф = РРФ/2Унг ; (35)

А НГО = Ро/ 2 У НГ , (36)

где уВГ - жёсткость верхнего гнезда, Н/м; уНГ - жёсткость нижнего гнезда, Н/м.

Учет смещения осей посадочных гнёзд инструментальной оправки. При установке инструментальной оправки в посадочных гнёздах на положение фрезы будет непосредственно влиять смещение осей посадочных гнёзд инструментальной оправки АСИРФ и АСИО. Величину смещения осей по направлению действия сил РРФ и РО для точки оправки, на половине длины ЬИ, можно определить из соотношений:

АСИРФЬ =АСИРФ /2; (37)

А СИОЬ =А СИО /2. (38)

Определение влияния элементарных погрешностей на формообразование шлицевого вала. Для оценки воздействия каждой элементарной погрешности на формообразование шлицевого профиля в каждом поперечном сечении вала необходимо ввести определённую систему отсчёта. Для количественной оценки свяжем с данной системой декартову систему координат ОХУЪ. Определим необходимую её ориентацию в рабочем пространстве формообразования.

В идеальном случае формообразования, т. е. в условиях абсолютной жёсткости технологической системы и полном отсутствии каких-либо погрешностей её элементов, ось заготовки и траектория пе-

ремещения червячной фрезы представляют собой идеальные прямые, строго параллельные друг другу. При этом червячная фреза формирует в каждом поперечном сечении вала точный шли-цевый профиль.

Совместим координатную ось Ъ с осью заготовки; ось заготовки и траектория перемещения червячной фрезы пересекают координатную плоскость Х0У в некоторых точках. Далее совместим начало координат системы с точкой ОЗ пересечения оси заготовки координатной плоскости Х0У, в результате чего точка ОФ пересечения траектории фрезы лежит на оси X (рис. 2).

У

Рис. 2. Расположение системы отсчёта

Обозначим точки Оз и Оф как начала локальных систем координат соответственно заготовки и фрезы, относительно которых будут отсчитываться текущие состояния и положения заготовки и фрезы с учетом погрешностей реальных условий работы технологической системы.

Рассмотрим локальную систему координат фрезы с началом в точке Оф. Относительно данной системы координат определяются положения самой фрезы и её условной передней поверхности, которая

формирует в пространстве идеальный шлицевый профиль, центр которого совпадает с идеальной осью заготовки.

Определим, как вышеизложенные погрешности относительного положения фрезы влияют на форму и положение формируемого профиля. Для этого найдём кусочно-непрерывную функцию любого шлицевого прямобочного профиля. С этой целью выделим элементарные функции на участке профиля, ограничивающего один элементарный сектор.

Угол, соответствующий профилю выступа одного элементарного шлицевого сектора, равен

р В = 2arcsin

(39)

где Ь - ширина шлица; ё - диаметр впадин.

Угол, соответствующий профилю впадины одного элементарного шлицевого сектора, равен

рВП = '2п - 2аге$тЬ-, (40)

г ё

где b - ширина шлица; d - диаметр впадин.

Угол, соответствующий профилю боковой стороны одного элементарного шлицевого сектора, можно найти из формулы

• b(D - d)

(рБ = arcsin—------ , (41)

Б D • d

где d - диаметр выступов.

Таким образом, кусочно-

непрерывная функция шлицевого профиля выглядит следующим образом:

R =

d 2 :

2sin (1+ 2) - Р

D

1’

2sin| р- — (1 + 2к)

рвп 2п рвп 2п

.ІЖ +—k <р<+—к,

2 z 2 z

рвп , 2п к < Р < рвп , р , 2п

—- +------к <р< — + р+------------У

2 z 2 z

2п

р +рв +--------^

z

к = 0...(z -1); к = 0...(z -1);

к = 0...(z -1);

(42)

рВП , р , р , 2п к < р < рвп — + р +рв +—к <р< — 2 z

2п

2р+р +—к, к = 0...(z -1). 2 z

Используя данную функцию, можно построить любой стандартный прямобоч-ный шлицевый профиль.

Далее, рассматривая идеальный случай формообразования, привяжем к системе координат 0ХУ% функцию профиля заготовки - окружность, а к системе коор-

динат 0фХ77 - функцию шлицевого профиля, при этом шлицевый профиль получает смещение по оси X на величину установки а (рис. 3). В результате чего, в идеальном случае, шлицевый профиль и профиль заготовки концен-тричны.

Ось заготовки

Профиль

заготовки

Траектория

фрезы

Шлицевый

профиль

Рис. 3. Расположения идеальных профилей заготовки и шлицевого вала в системе отсчёта

b

b

Таким образом, получена система отсчёта вышеизложенных погрешностей технологической системы, которые вызывают погрешность формообразования шлицевого профиля и приводят к погрешностям изготовления шлицевого вала.

Далее сначала определим, как влияет каждая отдельная и все в совокупности погрешности фрезы и заготовки на погрешность формообразования шлицевого профиля, а затем на погрешности изготовления шлицевого вала.

1. АИРФ - упругая деформация инструмента в направлении действия силы

вызовет увеличение диаметра впа-

дин шлицевого профиля. Влияние упругой деформации инструмента в направлении действия силы Ро незначительно в силу малости изменения собственной величины на всей длине нарезаемого вала и характера кинематики процесса шлицефрезерования.

2. АВГО , АНГО - деформация верхнего и нижнего посадочных гнёзд инструментальной оправки в направлении действия силы Ро приведут к изменению угла установки фрезы т на величину

Yro = arctg

А -А

^ВГО ^НГО

(43)

что в итоге приведет к изменению ширины формируемых шлица и впадины в cos усо раз и как результат к изменению окружного шага шлицев и появлению спиральности шлицевой поверхности.

АВГРФ , Ангрф - деформация верхнего и нижнего посадочных гнезд инструментальной оправки в направлении действия сил РРФ приведет к изменению расстояния а между осью заготовки и траекторией фиксированной точки червячной фрезы, что приведет к увеличению диаметра впадин шлицевого профиля на величину

3. АСИОЬ - смещение осей посадочных гнёзд инструментальной оправки в направлении действия силы Ро вызовет изменение угла установки фрезы т на величину

Yco = arctg-

Аг

(45)

А ГРФ А ВГРФ + А НГРФ

(44)

что в итоге также приведет к изменению ширины формируемых шлица и впадины в cos усо раз и как результат к изменению окружного шага шлицев и появлению спиральности шлицевой поверхности.

А СИРФЬ - смещение осей посадочных гнезд инструментальной оправки в направлении действия силы РРФ вызовет изменение диаметра впадин шлицевого профиля на величину А СИРФ1.

4. А 3Y - упругая деформация заготовки по оси у приведет к увеличению диаметра впадин шлицевого профиля на величину 2 А3Y. АЗХ - упругая деформация заготовки по оси x не приведет к существенным погрешностям формообразования, поскольку при возникновении данной погрешности изменится только угловая координата начала формообразования, а сам процесс формообразования в силу своей кинематики пройдет без каких-либо отклонений.

5. А ШБУ - деформация шпиндельного узла и задней бабки по оси у вызовет увеличение диаметра впадин шлицевого профиля на величину 2 АШБУ . АШБХ - деформация шпиндельного узла и задней бабки по оси x не приведет к существенным погрешностям формообразования, поскольку характер действия данной погрешности аналогичен АЗХ (п. 4).

6. АСМ - смещение центровых отверстий заготовки вызовет эксцентриситет диаметра впадин шлицевого профиля относительно диаметра выступов.

7. АО - овальность заготовки сохранится как овальность диаметра выступов шлицевого профиля.

А К - конусность заготовки вызовет конусность диаметра впадин шлицевого профиля.

8. АСБХЬ - смещение оси задней бабки по оси у приведёт к изменению диаметра впадин шлицевого профиля на величину 2 АСБХБ .

АСБуь - смещение оси задней бабки по оси х не приведёт к существенным погрешностям формообразования.

9. А КЪ - исходная шероховатость заготовки вызовет изменение высоты нарезаемого шлица к и в итоге повлияет

на величины всех сил и погрешностей.

Таким образом, в модели учтены наиболее значимые погрешности технологической системы фрезерования шлицевой поверхности червячной фрезой.

На основании представленной выше математической модели в среде программирования VBA разработана программа, определяющая точность

шлицевого вала при изготовлении его червячной фрезой. Вид диалогового окна представлен на рис. 4.

Прогнозирование точности шлицефрезерования

Параметры заготовки и шлицевого профиля Параметры инстумента и станка | Расчёт |

- Инструмент-------

Стойкость фрезы

60

Угол подъёма витка фрезы

Длина

инструментальной

оправки

Диаметр

инструментальной

оправки

200

20

Режимы обработки

грд

|— Станок------------------------------

Смещения (нн) осей посадочный гнёзд инструментальной оправки в сторону

СИЛЫ Ррф | 0

Жёсткость (МН/н)

силы Ро

Г

задней бабки | упп

| ц-||-| нижнего

Смещение (нн) оси задней бабки

ПО I п по

вертикали горизонтали

г

100

Подача инструмента за оборот |

мм/об

шпиндельного 300 узла

Жёсткость гнёзд инструментальной оправки (МН/н)

верхнего

Рис. 4. Диалоговое окно программы для прогнозирования точности деталей при фрезеровании шлицев червячной фрезой

Исходными данными программы являются параметры шлицевого профиля, параметры заготовки, данные по инструменту и станку, режимы резания, кроме того, предусмотрена возможность задания различных порядков расчета, позволяющих проводить расчёт в одном сечении или их наборе по длине образца с различной точностью.

После ввода исходных данных и проведения расчета программа в виде

таблицы на листе Excel записывает координаты точек любого одного или набора профилей по длине образца в цилиндрической и декартовой системах координат. На основе полученных координат можно построить графики любого профиля продольного и поперечного сечений образца и его заготовки, определить отклонение от симметричности боковых сторон, отклонение от параллельности боковых сторон, по-

грешность толщины шлица, радиальное биение окружности впадин, радиальное биение окружности выступов, погрешность профиля продольного сечения по окружности впадин, погрешность профиля продольного сечения по окружности выступов.

Программа может также выполнить визуализацию обработанной поверхности путем построения трехмерного изображения ее образующих по программе, написанной на языке VBA в среде AutoCAD. Затем можно передать полученное изображение в среду трехмерного проектирования SolidWorks для создания модели шлицевого вала и анализа его методом конечных элементов.

Представленная методика может быть интегрирована или использована в других, подобных по области применения методиках. Например, совместно с математической моделью определения собираемости разработанная программа позволяет установить статическую и динамическую собираемости шлицевого вала с отверстием. Такой подход в комплексе поэтапно решает задачу производства качественной продукции, начиная от получения отдельных деталей необходимого и

достаточного качества, заканчивая получением их сборки максимально возможного качества.

Результаты математического прогнозирования точности механической обработки шлицевого вала на шлицефрезерном станке дают ясное представление о деформациях в технологической системе и их влиянии на параметры точности детали. Использование такой модели совместно со средствами автоматизации проведения расчётов и проектирования позволяет существенно сократить экспериментальные исследования.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Филатов, В. П. Жесткость зуборезных станков / В. П. Филатов. - М. : Машиностроение, 1969. - 120 с.

2. Справочник нормировщика-машиност-роителя. - М., 1961. - Т. 2. - 465 с.

3. Филоненко, С. Н. Резание металлов / С. Н. Филоненко. - Киев : Вища шк., 1969. -212 с.

4. Феодосьев, В. И. Сопротивление материалов / В. И. Феодосьев. - М. : Наука, 1979. -560 с.

Белорусско-Российский университет Материал поступил 09.11.2007

K. A. Shalyzhyn, A. A. Zholobov Forecasting of slit milling accuracy by the worm mill Belarusian-Russian University

The technique of definition of elementary errors of a slit shaft at presence of errors and deformations of elements of technological system of slit milling is presented in the article. Ways of definition of geometrical parameters of a slit structure are described. Base elements of technological system in view of which readout of errors is made are established. The program realizing algorithm of the specified technique is presented. The area of its practical application is considered.