Формирование плосковершинного нанорельефа прецизионных поверхностей деталей двухпереходным выглаживанием

рационные, планетарные, струйные мельницы, аттрито-ры, дезинтеграторы).

Для промышленного синтеза оксидной и нитридной керамик применяется спекание как способ наиболее доступный и удобный. Совершенствование методов спекания привело к созданию таких его видов, как скоростное, микроволновое, компрессионное и спекание с контролируемой усадкой [2]. Однако наиболее высокие характеристики РК-материалов достигаются при применении операций горячего прессования (ГП) и горячего изоста-тического прессования (ГИП) [5].

Несмотря на дороговизну прессовой оснастки и повышенную трудоемкость, подавляющее большинство промышленного выпуска режущей керамики осуществляется именно этими методами.

Дальнейшее совершенствование керамических режущих материалов требует применения новых подходов к технологии их изготовления. Кардинальными решениями данной задачи на сегодня являются два основных направления:

1. Существенное повышение эксплуатационных свойств РК, которое позволило бы в несколько раз увеличить производительность инструмента;

2. Разработка ресурсосберегающих технологий, позволяющих уменьшить энергозатраты на изготовление режущей керамики и учесть экологические аспекты развития порошковой металлургии.

Разработка нанокомпозитов (с размером зерна 200 нм) из порошков (с размером 100 нм) позволяет повысить эксплуатационные характеристики РК-материалов в несколько раз по сравнению с классическими [6]. Кроме того, использование нанопорошков позволит расширить номенклатуру тугоплавких соединений, используемых при изготовлении режущей керамики. Применение нанопо-рошков позволяет снизить температуру и время синтеза композитов на их основе.

Однако склонность к агломерации, низкая прессуе-мость и связанная с этим большая усадка в процессе спекания, а также высокая рекристаллизационная способность приводят к формированию неоднородной структуры таких композитов и нестабильности их свойств.

Другим перспективным направлением получения новых керамических режущих материалов в условиях уменьшения сырьевых ресурсов земли и связанной с этим катастрофическим ухудшением экологии из-за эффективного развития промышленности является разработка ресурсосберегающих технологий с применением методов реакционного синтеза [7; 8; 9].

Разработка ресурсосберегающих технологий основана на использовании реакционных смесей типа МеО + А1 (Д и др.) + С, где Ме - тугоплавкий металл. Среди данных методов выделяют: реакционное спекание, реакционное горячее прессование, метод СВС-компакти-рования.

Основным преимуществом данных методов является возможность совмещения процесса синтеза составляющих фаз и формирования материала в целом. Характер взаимодействия веществ в реакционной смеси обеспечивает высокую прочность межфазовых границ и мелкозернистость структуры.

Дешевизна сырья, низкая энергоемкость процесса привлекают к методам реакционного синтеза все большее внимание специалистов многих стран.

Из вышеприведенного анализа можно сделать следующие выводы:

1. Тенденция развития современного машиностроения требует увеличения объема существующих и разработки новых видов режущей керамики с высокими эксп-

луатационными свойствами.

2. Повышение режущих свойств керамики можно достичь путем создания нанокомпозитов, технология изготовления которых остается на сегодня сложной, дорогостоящей и трудоемкой.

3. Перспективным направлением получения новых керамических режущих материалов является разработка ресурсосберегающих технологий с применением методов реакционного синтеза.

4. Наиболее перспективными с экономической и практической точки зрения являются выпуск недорогих порошков Al, Si, Ti, Mn и оксидов Zr, Ti, Si получение новых дешевых керамических режущих материалов с использованием реакционных смесей Al +ZrO2 + C; Al + TiO2 + C.

Список литературы

1. Осипова И.И., Шведков Е.Л. Режущая керамика // Порошковая

металлургия. - 1992. - № 9. - С. 31 - 45.

2. Васин С.А., Верещака А.С., Кушнер В.С. Резание материалов.

Термомеханический подход к системе взаимосвязей при резании. -М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2001. - 448 с.

3. Гнесин Г.Г., Осипова И.И., Ронталь Г.Д. и др. Керамические инстру-

ментальные материалы / Под ред. Г.Г. Гнесина. - Киев: Техника, 1991. - 338 с.

4. Каталог Sandvik Coromant. Токарный инструмент/ АБ Сандвик

Коромант. - Дания: Stibo Graphik, 2000. - С.30.

5. Гнилица И.Д. Формирование структуры и упрочнение керамических

материалов при высокотемпературном деформировании: Автореферат дис.... канд. техн. наук. - Ивано-Франковск, 2005. -20 с.

6. Сартинская Л.Л. Разработка инструментальных керамических

материалов на основе ультрадисперсных порошков тугоплавких нитридов: Автореф. дис.... канд. техн. наук. - Киев, 1991. - 18 с.

7. Krstic V.D., Wang K. Reaction senturing of TiN - TiB2 ceramics //Acta

mater. - 2003. - 51, N 6. - P. 1809-1819.

8. Zhang Guo-Jun, Yang Jian-Feng, Ando Motohide, Ohji Tatsuki. Reactive

hot pressing of alumina-silicon carbide nanocomposites. // J. Amer. Ceram. Soc. - 2004. - 87, N 2. - P. 299 - 301.

9. Lis J., Pampuch R., Stobierski L, Wisniewski A. Ceramic armor materials

prepared by the self-propagiting hihg-temperature synthesis (SHS) // 9 International conference on modern materials and technologies «Cimtec'98». Florence, Italy, 14-19 June, 1998.-Florence: Grafiche Galeati, 1998.-P. 49.

10. Kodash V.Yu., Gevorkian E.S. Tungsten carbide cutting tool materials.

U.S. Pat. No. 6617271, Sept. 9, 2003.

УДК 621.9.02

В.П. Кузнецов, О.В. Дмитриева, В.Г. Горгоц Курганский государственный университет

ФОРМИРОВАНИЕ

ПЛОСКОВЕРШИННОГО НАНОРЕЛЬЕФА ПРЕЦИЗИОННЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ ДЕТАЛЕЙ ДВУХПЕРЕХОДНЫМ ВЫГЛАЖИВАНИЕМ

Аннотация. В представленной статье раскрыты теоретические вопросы выбора оптимальных режимов и параметров заточки индентора инструмента для формирования поверхностей двухпереходным выглаживанием. Установлено, что двухпереходное выглаживание при многоцелевой обработке высокоточных деталей позволяет на два порядка снизить высоту неровностей исходной шероховатости поверхности после чистового точения и обеспечить плосковершинный нанопрофиль.

Ключевые слова: двухпереходное выглаживание, плосковершинный нанорельеф, многоцелевая обработка.

V.P. Kusnetsov, O.V. Dmitrieva, V.G.Gorgots Kurgan State University

FORMING OF THE FLAT-TOPPED NANORELIEF OF PRECISION SURFACE WORKPIECES BY TWO-JUNCTION BURNISHING

Annotation. The present paper discloses the theoretical issues of choice of tool's indenter sharpening optimal regimes and parameters for the process of forming the surface by two-junction burnishing. It is found that during the multipurpose processing of high-precision parts two-junction burnishing allows to twice decrease the height of irregularities of initial surface roughness after finish turning and provides the flat-topped nanoprofile.

Key words: two-junction burnishing, flat-topped nanorelief, multipurpose processing.

Проблема формирования плосковершинного микро-и нанорельефа прецизионных поверхностей деталей с повышенными эксплуатационными свойствами особенно актуальна при высокопроизводительной финишной обработке высокоточных деталей на многоцелевых станках [1; 2].

Как правило, выглаживание поверхностей деталей инструментом со сферической заточкой индентора осуществляется за один проход. При глубине внедрения индентора выглаживающего инструмента, превышающей максимальную высоту профиля шероховатости поверхности после чистового точения Rmaxv формируется новый регулярный микрорельеф, наибольшая высота которого RmaxB определяется радиусом заточки индентора R и шагом подачи выглаживания tB. На рис. 1 приведены профилограмма и 3D-топография поверхности, сформированной выглаживанием с режимами: Рв=340 Н, v=50 м/мин, S=0,01 мм/об, R=2 мм.

Теоретическая высота микропрофиля выглаженной поверхности без учета упругих деформаций восстановления поверхностного слоя может быть рассчитана по формуле Чебышева Г31:

=52/8Д.

Исследованиями установлено, что увеличение кратности числа проходов при выглаживании поверхностей инструментом со сферической формой заточки инденто-ра не приводит к улучшению параметров шероховатости, а повторное пластическое деформирование поверхностного слоя может вызвать его разрушение [4].

Наибольшая теоретическая высота неровностей профиля выглаженной поверхности Rmax=f(R), рассчитанная с применением зависимости (1) для различных значений подач, приведена на рис. 2.

Анализ графиков показывает, что для достижения Rmaxs< 100нм при подаче S=(0,06, 0,08 и 0,1) мм/об необходимо обеспечить радиус сферической заточки индентора соответственно R>4,5 мм; R>8 мм; R>12,5 мм. Обеспечение требований к максимальной высоте неровностей профиля поверхностей высокоточных деталей (коленчатые валы, плунжеры и т.п.) до Rmax< 60 нм требует либо увеличения радиуса заточки сферы соответственно до 7,5 мм, 13 мм и 21 мм, либо уменьшения подачи, что может привести к перенаклепу поверхностного слоя.

Таким образом, проблема получения прецизионных поверхностей с максимальной высотой неровностей менее 200 нм (Ra< 50 нм) может быть решена единствен-

ным способом - увеличением радиуса заточки рабочей части инструмента. Высокими требованиями к шероховатости прецизионных поверхностей продиктован выбор материала индентора. Сравнительный анализ шероховатости рабочих поверхностей инденторов из природного и синтетического алмаза, твердого сплава и кубического нитрида бора (табл. 1) показал, что минимальной шероховатостью Ra<5 нм обладает натуральный алмаз.

R Т

> j / £ у

1

'А /

-- 1

/in

в)

Рис.1. Микропрофиль поверхности после выглаживания сферическим индентором цементированной стали 20Х: а - профилограмма; б - 3D-топография; в - профиль поверхности; R - радиус заточки индентора, Rmaxв - наибольшая высота микропрофиля выглаженной поверхности

Рис. 2. Зависимости наибольшей высоты профиля от радиуса сферической заточки индентора

а

Дтак,

MKN

O^iH.

tU4 0.20 0,1ft

0,12 0,W 0.04

4—- ; ;

-0,1 мм'оО i

Л т :

\ ¡S-О.ОЯ ни/об ; ...........¿...........

........... |

Í 1

--------Т.........

\ \ \ I. :г:.......:

, i

— 1 . Ц

Ji i---

35 R. ни

Продолжение рис. 2 - Зависимости наибольшей высоты профиля от радиуса сферической заточки индентора

Шероховатость рабочей поверхности инденторов из различных материалов

Таблица 1

Индентор Участок (площадка) измерений, ммхмм

42,5х55,8 | 5х5 | 10х10 | 20х20

Материал Радиус, мм Среднее арифметическое отклонение профиля Ка, нм

DBN 10 90,42 44,92 53,46 59,49

Природный алмаз 4 18,91 4,89 4,63 5,71

Синтетический алмаз АСПМ-3 3 104,21 39,42 - 80,28

ВК8 4 222,23 76,37 - 138,35

2 2 — + У——Л

a2 Ь2 '

где а - длина большой полуоси, Ь - длина малой полуоси.

Рис.4. Схема выглаживания поверхности тела вращения цилиндрическим индентором: R - радиус заточки цилиндра; !\н - глубина внедрения индентора в поверхность детали; а, Ь - размеры соответственно большой и малой полуосей эллиптического пятна контакта инструмента с поверхностью детали

Топография поверхности природного алмаза, полученная с помощью оптического 3D-профилометра WYKO N^100, представлена на рис. 3. Однако практика выглаживания закаленных сталей с НРС>55 показала, что ин-денторы с радиусом сферической заточки индентора более 2 мм не применяются [5].

Уравнение эллипса может быть параметризовано: ex = a - cos t,

< i  , 0 < t < 2n

\y = b-smt и-«.- '

В отличие от окружности эллипс обладает переменной кривизной. Радиус кривизны эллипса в точке с координатами х и y можно вычислить как:

^экв

К*')2 + (у')2]2

\х'у" — х"у'\ '

Подставив в уравнение(3)значения х и y из уравнения (2), получим зависимость для вычисления эквивалентного радиуса кривизны эллипса в произвольной точке, заданной параметром t:

з

[(a-sint)2 + (Ь -cost)2]2

-ob-

Из выражения (4) следует, что в точках пересечения эллипса с его малой осью радиус кривизны максимален (рис.5).

^экв '

Рис.3. 3D-топогрaфия поверхности индентора с рабочей частью из природного алмаза

Для формирования плосковершинного нанорельефа на наружных поверхностях тел вращения на токарно-фре-зерных центрах предложено выполнять второй переход выглаживания инструментом с цилиндрической формой заточки индентора. В отличие от сферы область контакта цилиндрического индентора с обрабатываемой поверхностью ограничена эллипсом с полуосями а и Ь (рис.4).

Уравнение эллипса в канонической форме имеет вид:

^экв

300

200 100

а

Ь

-4-2 0 2 х, мм

Рис.5. Эквивалентный радиус кривизны в точках эллипса с полуосями а=4 мм и Ь=40 мм

При выглаживании наружных поверхностей тел вращения ось цилиндра индентора выглаживающего инструмента может быть направлена параллельно вектору

б

скорости выглаживания или составлять с ним некоторый угол ф (рис.6).

б

Рис.6. Схема выглаживания цилиндрическим индентором: а - ось индентора параллельна вектору скорости; б - ось индентора расположена под угломф

Если ось цилиндра и вектор скорости выглаживания образуют в пространстве некоторый угол ф (рис. 7), длина полуоси а эллипса, ограничивающего пятно контакта, обратно пропорциональна косинусу угла наклона:

_.

Рис.7. Расчетная схема определения параметров пятна контакта цилиндрического индентора с обрабатываемой

поверхностью: 1 - индентор инструмента; 2 - пятно контакта; 3 - обрабатываемая поверхность; 2с - ширина пятна контакта в направлении скорости выглаживания; 2d - ширина пятна контакта в направлении подачи

Из (4) следует, что радиус кривизны в точке £ = -90е при Ь=Я?:

= Н/соБ2<р.

Таким образом, изменение угла наклона оси цилиндра приводит к изменению эквивалентного радиуса кривизны Я при постоянном значении радиуса заточки И.

Расчетные зависимости изменения радиуса кривизны эллипса, ограничивающего пятно контакта индентора инструмента с обрабатываемой поверхностью при выглаживании инструментом с цилиндрической формой заточки индентора, легли в основу реализации второго перехода плосковершинного выглаживания прецизионных поверхностей деталей.

Таким образом, первый переход плосковершинного выглаживания служит для полного сглаживания исходных неровностей поверхности после чистового точения (рис.1 а,б) и формирования нового регулярного микропрофиля поверхности. Максимальная высота неровностей RmaxВ1, получаемая на первом переходе, определяется соотношением (1). Первый переход выглаживания осуществляется, как правило, инструментом со сферической формой заточки индентора. При обработке закаленных сталей допускается применение подач 0,01 мм/об ^<0,2 мм/об [5]. Сила выглаживания на первом переходе определяется зависимостью от глубины внедрения hвн и твердости обрабатываемой поверхности Н [2]

рЕ = шт^я

Для формирования плосковершинного микропрофиля глубину внедрения предложено назначать в зависимости от наибольшей высоты неровностей профиля после предшествующей обработки Я™сист: ,

где кп - коэффициент профилирования.

Коэффициент профилирования определяет гарантированный запас глубины внедрения индентора относительно следов шероховатости от предшествующей обработки. Установлено, что для формирования плосковершинного микрорельефа выглаживанием цементированной стали 20Х коэффициент кп в зависимости от режимов термообработки может принимать значения кп=1,1...1,25. При кп<1,1 неровности обрабатываемой поверхности подвергаются частичному деформированию (сглаживанию). Увеличение кп>1,25 может приводить к перенаклепу поверхностного слоя.

Второй переход плосковершинного выглаживания предназначается для сглаживания неровностей регулярного микрорельефа, образованного первым переходом, и получения требуемого нанорельефа RmaxВ2. Как было показано ранее, достижение RmaxВ2<100 нм возможно в случае применения инструмента с радиусом сферической заточки рабочей части Ие>5 мм. Определение необходимого радиуса заточки рабочей части индентора на втором переходе плосковершинного выглаживания должно осуществляться в зависимости от требуемого значения максимальной высоты неровностей Rmax2 и величины подачи Б (рис.8).

При обработке закаленных сталей с подачей Б=(0,01...0,04) мм/об эквивалентный радиус кривизны принимает значения менее 2 мм, что делает целесообразным применение индентора со сферической заточкой. При высопроизводительном выглаживании с подачей 0,1 мм/об^<0,2 мм/об необходимо применять цилиндрический индентор с эквивалентным радиусом кривизны Иэкв=(6...25) мм.

Эквивалентный радиус кривизны Иэкв определяет радиус заточки индентора И и угол поворота j цилиндрического индентора (рис.9).

Использование индентора с цилиндрической формой заточки рабочей части И=(1...10) мм, повернутого на угол (50.78)° относительно вектора скорости, обеспечивает эквивалентный радиус кривизны Иэкв=25 мм.

а

Ämax

мкм

0,225

0,200 0,175

О,! 50 0,125 О,! 00 0.75 0,50 0,25

О

\ \

\ 3=0,2 мм/об

\

1 ! \

!

\ ! мм/об

\1

ч \ S-0,04 J.0] м^Тоб— мм/о& ----- - -------- -—

О 5 10 15 20 25 30 35 40 45 1Ъкв, мм

Рис.8. Схема к определению эквивалентного радиуса рабочей части выглаживающего инструмента R

а б

Рис.10. Двухпереходное выглаживание плунжера нефтяного

насоса на токарно-фрезерном центре MULTUS B-300W

Применение двухпереходного выглаживания при обработке цилиндрической поверхности плунжера нефтяного насоса позволило на два порядка уменьшить высоту неровностей исходной шероховатости поверхности после чистового точения и обеспечить плосковершинный нано-рельеф с шероховатостью Ra=30...50 нм (рис.11).

Рис.9. Определение радиуса заточки и угла поворота цилиндрического индентора для реализации второго перехода плосковершинного выглаживания

Задачей второго перехода плосковершинного выглаживания является сглаживание вершин неровностей микропрофиля после первого перехода, поэтому значение подачи выбирается из условия достижения высокой производительности. Сила выглаживания также оптимизируется по значению максимальной высоты профиля после первого перехода RmaxВv которое для закаленной стали лежит в пределах (0,5.1) мкм.

На основе разработанного инструмента с узлом динамической стабилизации [6] реализована технология двухпереходного выглаживания, которая применена при обработке плунжера нефтяного насоса (рис.10).

б

Рис.11. Профилограмма

Кроме того, применение цилиндрической формы заточки рабочей части индентора выглаживающего инструмента увеличивает срок службы индентора за счет возможности смещения рабочей части по мере износа вдоль оси инструмента. За счет установления цилиндрического индентора под углом к вектору скорости повышается длина линии контакта с обрабатываемой поверхностью в данном направлении, что повышает динамическую устойчивость процесса.

Работа выполнена при финансовой поддержке гранта РФФИ 11-08-01025-а.

Список литературы

1. Кузнецов В.П., Горгоц В.Г., Дмитриева О.В. Инженерия плосковершин-

ного регулярного микрорельефа поверхности при многоцелевой обработке деталей // Вестник УГАТУ. - 2009. - №4(33). - С.113-115.

2. Кузнецов В.П., Дмитриева О.В., Макаров А.В. и др. Эксперименталь-

ные и теоретические исследования формирования субмикрошеро-ховатых поверхностей деталей выглаживанием на токарно-фрезерных центрах// Известия ТПУ. - 2011. - Т. 319. - № 2.-С.40-45.

3. Пшибыльский В. Технология поверхностной пластической обработки.

- М.: Металлургия, 1991.-479 с.

4. Торбило В.М. Алмазное выглаживание. - М.: Машиностроение, 1972.

- 105 с.

5. Кугультинов С.Д., Ковальчук А.К., Портнов И.Н. Технология

обработки конструкционных материалов. - М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2008. - 672 с.

а

6. Кузнеирв В.П., Дмитриева О.В. Экспериментально-расчетный метод

оценки упругодемпфирующихсвойств элементов выглаживающего

инструмента // Вестник ИжГТУ. - 2009. - №3. - С.24-25.

УДК 621.833:658.562

П.А. Гудков, В.А. Брюхов

Курганский государственный университет

УПРАВЛЕНИЕ НАДЕЖНОСТЬЮ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ ЗУБООБРАБОТКИ

Аннотация. В статье рассмотрены закономерности образования технологических погрешностей на типовых операциях зубообработки и анонсированы методы повышения надежности изготовления зубчатых колес.

Ключевые слова: зубчатые колеса, погрешности, надежность обработки поверхностей.

P.A. Gudkov, V.A. Bryukhov Kurgan State University

MANAGEMENT OF GEARTREATMENT TECHNOLOGICAL PROCESSES RELIABILITY

Annotation. In article formation laws of the technological errors on typical operations geartreatment are considered and methods of increase the reliability of manufacturing of cogwheels are announced.

Key words: cogwheels, errors, reliability of processing the surfaces.

Одной из важнейших экономических, политических и технических проблем современного периода является повышение качества и конкурентоспособности отечественной продукции. Особое значение в этом плане имеет первоочередное совершенствование базовых отраслей и технологических производств (автотракторостроение, станкостроение, приборостроение и др.), выпускающих технически сложные изделия, способные конкурировать в глобальной рыночной системе.

Основным из принципов менеджмента качества, позволяющим повысить эффективность всех мероприятий по повышению качества и конкурентоспособности продукции, является подход, направленный на совершенствование процессов. Реализация данного подхода наиболее целесообразна для повышения точности и стабильности технологических процессов изготовления зубчатых колес, поскольку до 80% выпускаемой продукции в вышеуказанных отраслях конструктивно построены с использованием различных видов зубчатых передач и трансмиссий, в значительной мере определяющих общую эксплуатационную надежность изделий.

Технологические процессы изготовления зубчатых передач, образованные из совокупности типовых операций, в общем случае являются замкнутыми саморегулируемыми технологическими системами, функционирование которых определяется как взаимодействием внешних факторов, так и внутренними прямыми и опосредованными взаимодействиями технологических погрешностей. Данными причинами объясняется низкий уровень на-

дежности выполнения установленных норм точности, особенно на финишных операциях зубообработки, основанных на методе свободного двухпрофильного обката. Известные теоретические и экспериментальные исследования в области технологии финишной зубообработки сводятся, главным образом, к изучению статистических характеристик прямых наследственных процессов образования технологических погрешностей зубчатых колес и не раскрывают специфичных закономерностей формирования надежности операций при обработке методом свободного двухпрофильного обката. По этим причинам используемые в настоящее время методы и средства повышения надежности обработки зубчатых колес на чистовых операциях не отражают реального механизма трансформирования и преобразования технологических погрешностей зубчатого венца и не обеспечивают достаточной их результативности.

Из изложенного выше следует, что разработка и исследование новых финишных процессов изготовления зубчатых колес, которые построены с учетом специфических особенностей обработки методом свободного двухпрофильного обката, являются актуальными и представляют значительный научный и практический интерес. Актуальность данных исследований объясняется также и существенным повышением экономической эффективности производства за счет обеспечения конкурентоспособного качества выпускаемой продукции.

Технологические процессы изготовления зубчатых колес имеют сложное структурное и функциональное строение и предполагают многократную смену технологических баз в процессе обработки деталей. Это приводит к возникновению значительных погрешностей зубчатого венца и снижению надежности технологических операций. Особой нестабильностью выходных параметров точности деталей отличаются технологические операции зубообработки, основанные на применении метода свободного двухпрофильного обката: зубошевингование, зу-бохонингование, обкатка и др. Данные технологии имеют высокую производительность обработки, но не обеспечивают достаточную стабильность, достижения требуемых норм кинематической точности, являющихся одним из основных показателей качества делительных, отсчет-ных, силовых, планетарных передач с несколькими сателлитами, точных кинематических цепей. Низкая параметрическая надежность таких технологий обусловлена действием в процессе обработки зубчатого венца сложных, вариабальных механизмов формирования, наследования и перераспределения действующих и наследуемых погрешностей [1]. Подобная проблема свойственна и для технологических процессов с использованием химико-термической обработки и зубошлифования, где из-за недостаточной надежности операций предварительного нарезания зубьев после финишной зубообработки существенно снижаются прочностные эксплуатационные характеристики деталей. Технологические процессы такого типа могут эффективно выполнять свои функции в том случае, если уровень их надежности по параметрам точности будет соответствовать требуемым пределам.

В настоящее время наиболее целесообразным при проведении работ по совершенствованию технологических процессов изготовления зубчатых колес является применение системного, комплексного подхода к рассмотрению закономерностей формирования точности на технологических операциях. В результате выполненных исследований разработан и применяется метод комплексного структурного представления как технологических погрешностей зубчатого венца, так и погрешностей элементов технологических систем зубообработки. Использование