Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса, цель и задачи исследования 9
1.1 .Современное состояние и перспективы развития конструкций оборудования для бестраншейной технологии строительства подземных коммуникаций 9
1.2. Основные результаты исследований нагружения систем подачи оборудования для бестраншейной технологии строительства подземных коммуникаций 24
1.3. Цель и задачи исследования 29
Выводы по главе 32
2. Закономерности формирования сил сопротивления при продавливании стальной цилиндрической оболочки в грунт 34
2.1. Производительность продавливающей установки при проходке трассы инженерной коммуникации 34
2.2. Формирование сил лобового сопротивления продавливанию в грунт цилиндрической оболочки 38
2.3. Формирование сил сопротивления трению внутренней и наружной поверхностей цилиндрической оболочки о грунт при действии постоянной силы ее внедрения. 40
2.4. Сравнительный анализ аналитических и экспериментальных результатов исследования сил сопротивления внедрению цилиндрической оболочки в грунт 48
Выводы по главе 61
3. Моделирование взаимодействия стальной цилиндрической оболочки с грунтом в процессе ее продавливания 64
3.1. Особенности формирования сил трения при внедрении стальной цилиндрической оболочки в грунт под действием импульсной силы 64
3.2. Параметры импульсаторов для формирования вынужденных колебаний усилия подачи продавливающих установок 68
3.3. Уравнения движения системы подачи продавливающей установки 76
3.4. Блок-схема алгоритма расчета параметров продавливающей установки. 86
Выводы по главе 98
Заключение 100
Литература
- Основные результаты исследований нагружения систем подачи оборудования для бестраншейной технологии строительства подземных коммуникаций
- Формирование сил лобового сопротивления продавливанию в грунт цилиндрической оболочки
- Сравнительный анализ аналитических и экспериментальных результатов исследования сил сопротивления внедрению цилиндрической оболочки в грунт
- Параметры импульсаторов для формирования вынужденных колебаний усилия подачи продавливающих установок
Введение к работе
В настоящее время наблюдается устойчивая тенденция увеличения объемов городского и промышленного строительства, реконструкции сложившейся части городов и промышленных предприятий, дальнейшего их развития. В связи с этим возникает необходимость в сооружении новых подземных инженерных коммуникаций различного назначения, канализаций, водопроводов, тепловых сетей и т. д.
Прокладка подземных коммуникаций открытым - траншейным -способом в значительной мере осложняет нормальную жизнь города и сопряжена с определенными трудностями. Это и необходимость разборки, а затем восстановления дорожных покрытий (нарушение движения транспорта), и загрязнение окружающей среды. Открытая прокладка трубопроводов практически невозможна под зданиями и сооружениями.
В условиях стремительного развития инженерных коммуникаций строительство новых и реконструкция старых трубопроводов требует внедрения новых технологий, повышающих эффективность процессов строительства и обеспечивающих экологическую безопасность.
Одним из экологически чистых и эффективных способов прокладки инженерных сетей при пересечении различного рода препятствий (водные преграды, автомобильные и железные дороги, существующие инженерные сети, сооружения и пр.) является способ бестраншейной их прокладки.
Условия городского и промышленного подземного строительства (плотная застройка, дефицит территории и т.д.) накладывают ряд ограничений на возможность ведения работ различными методами бестраншейной прокладки. Так, в значительной степени исключается применение ударного метода, в результате использования которого могут возникнуть повреждения существующих зданий и сооружений, а также близлежащих инженерных коммуникаций.
Выбор оптимального способа бестраншейной прокладки определяется геометрическими размерами, назначением и глубиной заложения коммуни-
5
каций, расположением, протяженностью, грунтовыми и
гидрогеологическими условиями ее трассы, назначением и техническим состоянием пересекаемых сооружений, эксплуатационными требованиями к сооружаемому тоннелю (точностью прокладки, требованиями к изоляции и др.), экономической целесообразностью применения. Вследствие этого наиболее перспективным в практике городского и промышленного подземного строительства является метод продавливания, особенно при строительстве коллекторных тоннелей диаметром 1220-1620 мм.
Так, в настоящее время только в Москве этим методом ежегодно сооружается около десяти километров коммуникаций.
Совершенствование оборудования для проходки тоннелей бестраншейным способом должно идти в направлении повышения мощности насосно-домкратных установок, что позволит увеличить диаметр и протяженность прокладываемых трубопроводов.
Поэтому обоснование и выбор параметров продавливающих установок, обеспечивающих интенсификацию строительства современных подземных инженерных коммуникаций, являются актуальной научной задачей.
Целью работы является установление закономерностей формирования сил сопротивления при продавливании стальной цилиндрической оболочки в грунте для обоснования и выбора рациональных параметров продавливающих установок, обеспечивающих интенсификацию строительства современных подземных инженерных коммуникаций бестраншейным способом.
Идея работы заключается в целенаправленном снижении сил сопротивления трению стальной цилиндрической оболочки в зоне фрикционного контакта с грунтом за счет внедрения ее в грунт под действием импульсной силы.
Научные положения, разработанные лично соискателем, и новизна:
- при одной и той же установленной мощности продавливающей установки и при ее работе с одного места стояния максимальная длина или
максимальный диаметр инженерной коммуникации могут быть достигнуты только при импульсном воздействии на хвостовик стальной цилиндрической оболочки за счет виброреологического эффекта в зоне ее фрикционного контакта с грунтом;
- математическая модель взаимодействия стальной цилиндрической
оболочки с грунтом в процессе ее продавливания, отличающаяся тем, что она
учитывает: гидромеханические процессы в регулируемом по скорости
гидравлическом контуре «насос - шдроцилиндр»; электромеханические
процессы в приводном не регулируемом по скорости электродвигателе;
деформационные процессы в цилиндрической оболочке; виброреологические
процессы взаимодействия стальной цилиндрической оболочки с грунтом в
зоне фрикционного контакта;
- при импульсном воздействии на хвостовик стальной цилиндрической
оболочки снижение эффективного коэффициента трения обратно
пропорционально квадрату отношения скорости деформационных
поперечных колебаний к скорости подачи продавливающей установки.
Обоснованность и достоверность научных положений, выводов и рекомендаций подтверждены теоретическими и экспериментальными исследованиями, базирующимися на апробированных методах теоретической и прикладной механики, теории дифференциальных уравнений, теории устойчивости механических систем и теории колебательных процессов, а также достаточным объемом экспериментальных данных. Сходимость полученных в диссертации теоретических и экспериментальных данных при 90-процентной доверительной вероятности и величине относительной ошибки не выше ОД 5 составляет 95%.
Научное значение работы заключается в разработке математической модели процесса продавливания труб и в обосновании линейных, кинематических, частотных и энергетических параметров продавливающих установок для бестраншейной технологии строительства подземных инженерных коммуникаций с учетом физико-механических свойств грунтов
7 и параметров трассы инженерных коммуникаций при статическом и импульсном воздействии на хвостовик стальной цилиндрической оболочки, что позволяет повысить эффективность эксплуатации продавливающих установок.
Практическое значение работы состоит в разработке:
технических требований на модернизацию находящихся в эксплуатации продавливающих установок конструкции СКБ МОССТРОЯ и ПУ-2;
инженерной методики статического и динамического расчета гидравлических схем импульсной продавливающей установки с объемным регулированием подачи насоса, с синхронизацией хода штоков гидроцилиндров, с оперативным регулированием частоты и амплитуды импульса усилия подачи;
программного обеспечения моделирования взаимодействия цилиндрической оболочки с грунтом в процессе ее продавливания.
Реализация выводов и рекомендаций работы. Технические требования на модернизацию продавливающих установок конструкции СКБ МОССТРОЯ и ПУ-2, инженерная методика статического и динамического расчета гидравлических схем . импульсной продавливающей установки с объемным регулированием подачи насоса, с синхронизацией хода штоков гидроцилиндров, с оперативным регулированием частоты и амплитуды импульса усилия подачи и программное обеспечение моделирования взаимодействия цилиндрической оболочки с грунтом в процессе ее продавливания внедрены и используются в плановых научно-технических разработках ОАО Горнопроходчесісих работ №1 (г. Москва) при модернизации находящихся в эксплуататции статических и при проектировании перспективных импульсных продавливающих установок
Апробация работы. Основные положения и содержание работы были доложены: на международных научных симпозиумах Неделя горняка — 2003, 2004, 2005, г. Москва; на научном семинаре кафедры «Горные машины и
8 оборудование» МГГУ; % на технических советах ОАО Горнопроходческих работ №1 и ЗАО «ЦНИИТ-Метромаш» (г. Москва).
Публикации. По теме диссертации опубликовано четыре статьи.
Объем и структура работы. Диссертационная работа состоит из введения, трех глав, заключения и приложения, содержит 5 таблиц, 37 рисунков и список литературы из 72 наименований.
Основные результаты исследований нагружения систем подачи оборудования для бестраншейной технологии строительства подземных коммуникаций
Для обеспечения цикла по строительству трубопровода методом продавливания необходимо обеспечить внедрения футляра на величину хода гидродомкратов, с усилиями, не превышающими допустимых нагрузок на продавливаемую конструкцию.
Определение усилий продавливания является довольно сложной задачей. Исследование продавливания тесно связано с изучением напряжённо-деформированного состояния грунтового массива. Этому вопросу посвящены работы: Васильева Н.В. /З/, Демешко Е.А. /8/, Клейна Г.К. /12/, Токачирова В.А. /29/, Самойлова В.П. /24/ и другие / 26, 27/. В.А. Токачиров /29/ проанализировал условия: применения способа продавливания в тоннелестроении и предложил метод расчета усилий продавливания в зависимости от сил сопротивления движения трубопровода. Необходимые усилия продавливания гидродомкратов по В.А. Токачирову (в параграфе 1.2. обозначения физических величин соответствуют обозначениям источника информации) должны определяться из условия: R R}+R2 (1.1) где: Rj - усилия на преодоление основных сопротивлений, Н; i?2 - силы добавочного сопротивления, Н. Усилия на преодоление основных сопротивлений складываются из 3-х составляющих: . Ri=W1 + W2 + W3, (1-2) где: Wj - усилие врезания ножа в породу, Н; W2 - сопротивление разрушению грунта при обжиме внутренней поверхностью ножа, Н; W3 - сопротивление сил трения грунта о трубу, Н. Усилие врезания ножа в породу: W} - TUDS (1+ я/2 + е) (тсж, (1-3) где: D - диаметр режущей части ножа, м; 3 - толщина стенки трубы, м; Є - угол наклона внутренних граней ножа, рад; (Тсж - временное сопротивление грунта на сжатие, Па. Сопротивление разрушения грунта при обжиме внутренней поверхности ножа В.А. Токачиров предлагает определить по формуле: W2 = aJF„ (1.4) где: сгск - давление истечения материала из отверстия ( временное сопротивление грунта на скалывание ), Па; Fn - первоначальная площадь поперечного сечения обжатой части грунта, м . Определение сопротивления сил трения грунта о трубу проводится, исходя из теории М.М. Протодъяконова /22/: W3 = (1,28 g0 + 2,28 (gl + g2)) LMl tg p0, (1.5) где: go - собственный вес трубы, Н/м; gl - вес грунта в границах параболы обрушения, Н/м; g2 - активное боковое давление, Н/м; У-i - коэффициент, учитывающий добавочное сопротивление при продвижений трубы; L - длина участка продавливания с одной домкратной установкой; tg(po - коэффициент трения трубы о грунт. Добавочные сопротивления, по мнению В.А. Токачирова, возникают вследствие искривления направления проходки. Основными причинами искривления являются: - неточность установки направляющих; - плохая центровка и нежёсткое стыкование звеньев труб; - горно-геологические условия (валуны, неоднородность грунта, образование пустот за трубой, плывуны); - внецентренное давление домкратов; - продольный изгиб продавливаемого участка от сжимающих усилий; - отклонение трубы вниз под влиянием собственного веса (особенно в рыхлых грунтах). Н.В. Васильев /3/ предложил усилия, необходимые для продавливания трубопровода, определить зависимостью: T = ql +(2(l+X)pI + G)Lfmp, (1.6) где: д - удельное сопротивление вдавливанию ножа в горную породу, Н/м; / - периметр ножа, м; X - коэффициент бокового давления породы; р] - вертикальная нагрузка породы на 1м обделки, Н/м; Pl=yD3l3f, у - удельный вес породы, Н/м ; D - диаметр продавливаемой конструкции, м; f - коэффициент крепости породы; G - вес 1м длины продавливаемой конструкции, Н/м; L - длина продавливаемой конструкции, м; /тр - коэффициент трения внешней поверхности продавливаемой конструкции о породу. При этом Н.В. Васильев отмечает, что усилие внедрения ножа в породу для длинных проходок составляет 2-7% от общего усилия продавливания, а для коротких проходок в плотных глинах - 20-25 %.
Усилия, возникающие в процессе внедрения в грунт головной части щитов и продавливаемых трубопроводов, были исследованы В. П. Самойловым /24/ и Е.А. Демешко /8/.
Полное усилие внедрения открытой ножевой части по В.П. Самойлову /24/ может быть определено формулой: Рп=Р+Рк 0-7) где: Р - усилие, требуемое для приведения грунта внутри ножевой части в предельное (пластическое ) состояние, Н; Рк - усилие проникания в грунт затупленной режущей кромки, Н. Усилие Р, необходимое для приведения грунта в пластическое состояние, определено В.П. Самойловым на основе решения плоской задачи предельного равновесия сыпучей среды, находящейся внутри клиновидной матрицы. Переход к осесимметричной задаче осуществляется введением переходного коэффициента С, зависящего от угла внутреннего трения грунта.
Формирование сил лобового сопротивления продавливанию в грунт цилиндрической оболочки
Определение усилия проникновения затупленной кольцевой кромки цилиндрической оболочки в грунт с учетом результатов, полученных в работах /3, 8, 12, 22, 24, 26, 27 и 29/, можно производить при следующих допущениях: внедрение на длину Л4 кольцевой кромки цилиндрической оболочки происходит в изотропный грунт (a = const) при отсутствии внецентренного приложения движущей силы F; под действием сжимающих напряжений перед кольцевой кромкой цилиндрической оболочки образуется тор из диспергированного грунта, а под действием сдвигающих напряжений, появляющихся от нормальных сил происходит выдавливание грунта в свободный внутренний объем оболочки; Таким образом, сила для преодоления лобового сопротивления продавливанию FJl (Н) цилиндрической оболочки в изотропный породный массив (см. Рис. 2.2.) определится из неравенства где FT - сила трения кольцевой затупленной кромки о грунт (Н), равная: FT=fN, (2.12) здесь N- нормальная сила (Н), соответственно равная N=xo(DHS-$2), (2.13) где т- предел прочности грунта в массиве при сжатии, Па; 8- толщина стенки цилиндрической оболочки, м; а - угол заострения кромки стальной цилиндрической оболочки, град; кл - коэффициент увеличения силы лобового сопротивления за счет жесткости грунта, (кл = 1,2 - 1,3 /54/). Причем меньшее значение принимается для слабосвязанных, а большее - для связных и пластичных грунтов.
Неравенство (2.11), с учетом (2.12) и (2,13) и того, что ОС = 180, принимает вид: Fn тгсгфп5-82)кл (2.14) Далее, учитывая высший порядок малости величины 8 , окончательно имеем: Fn = тгаВн5кл, (2-15)
Анализ уравнения (2.15) свидетельствует, что сила лобового сопротивления линейно зависит от прочности грунта, наружного диаметра цилиндрической оболочки, толщины ее стенки и не зависит от длины контакта поверхности оболочки с грунтовым массивом.
Известно, что трением называется сопротивление относительному перемещению соприкасающихся тел, возникающее в месте их ГОСУДАРСТВЕ:;:-:/.;; 41 соприкосновения. Если стальной футляр движется с некоторой скоростью V относительно грунта, местами не касаясь его, а затем внезапно прижимается к нему с некоторой силой N, то на поверхности контакта возникает трение первого рода-трение скольжения.
Однако, как показал Пэнлеве /49/, такое допущение приводит в ряде случаев к парадоксам, противоречащим законам классической механики.
Парадоксы Пэнлеве снимаются, если принять, что коэффициент трения между движущимися относительно друг друга поверхностями при их внезапном контакте не сразу становятся равными кинетическому коэффициенту трения, а достигает этой величины в течение некоторого весьма малого промежутка времени, соответствующего предварительным смещениям контактирующих поверхностей, причем в начале этого промежутка времени коэффициент сцепления равен нулю. Если связи, наложенные на вступившие в контакт тела, таковы, что после контакта возможно относительное движение этих тел, то конечное значение коэффициента трения движения в процессе изменения этого коэффициента от / = 0 до f = /д . Таким образом, можно считать, что зависимость коэффициента трения от относительного смещения S трущихся тел выражается ломаной линией (Рис. 2.3.), где отрезок S изображает максимальную величину предварительного смещения. В этом случае полная реакция поверхности металлического футляра в каждой точке R слагается из нормальной реакции N и силы трения F?.
Сравнительный анализ аналитических и экспериментальных результатов исследования сил сопротивления внедрению цилиндрической оболочки в грунт
Одновременно установлено, что основным и характерным повреждением штоков гидроцилиндров подачи продавливающих установок на объектах ОАО «Мосинжстрой» является их изгиб относительно продольной оси. Так, при замерах 25-ти штоков снятых с эксплуатации гидроцилиндров выявлен их изгиб, составляющий величину от 0,83 до 8,32 мм. Практически причиной снятия гидроцилиндров с эксплуатации явилось их заклинивание при подаче или при возврате в исходное положение.
Поэтому рассмотрим возможные схемы нагружения осевым усилием гидроцилиндров подачи продавливающей установки - Рис. 2.8. Критическое усилие, при котором шток гидроцилиндра теряет устойчивость, составляет /68/: Р У-1 кр ku-S2k (2-44) где I- статический момент инерции поперечного сечения штока гидроцилиндра, м4, равный 1 64 (2-45) 1 - длина продольного изгиба штока гидроцилиндра, м. Зависит от его монтажного положения и имеет сооветствукяцее значение (см Рис. 2.8) кн - коэффициент неравномерности нагрузки при работе нескольких гидроцилиндров. При работе двух гидроцилиндров, в соответствии с рекомендациями, приведенными /68/, составляет: для схем «а» и «б» - 2,7 -3,3; для остальных схем - 1,2 - 1,3.
Условие гарантированной устойчивости при работе двух гидроцилиндров определится как: Примеры нагрузок по Эйлеру Графическое шойршксшіс МсЕггаадіос положение піпрощілітіїдроа Длина продольного ! гиб а / —-1 a Один конец свободны Л, другой прочно зажат L Ї зла \F St- в Оба конца на шарштрах ж і і -/ .жшш ЬгґГСТ rtJT F \\44N44 \44 " St-I Ш Ш Один коне mm шарнире, другої! прочна зажат St =0.7/ $ЙЬ э/с 05а конца прочно зажаты I - P-F- КЧч\Ч\ Si = 0.5/ Рис. 2.8. Расчетные схемы устойчивости гидроцилиндров подачи Kn. 42 Грі k -\f\kK (2.46) где Aj, - коэффициент устойчивости, с учетом (2.44) и (2.45) составляет -іб. .- „л2-И (Z47) здесь а - коэффициент мультипликации гидроцилиндра, {а = 0,727); /„- диаметр поршня гидроцилиндра, м (й?и = 0,22м); ra - коэффициент точности срабатывания предохранительного клапана, fc-1,33); [Р] - давление настройки предохранительного клапана, Па ([Р] = 32 МПа).
Далее, для однозначного выбора рациональной монтажной схемы гидроцилиндров подачи определим зависимость относительного коэффициента устойчивости гидроцилиндра в зависимости от длины его рабочего хода -, приняв в качестве эталонного коэффициент устойчивости монтажной схемы - «а» (Рис. 2.8).
Для штока одного и того же диаметра изготовленного из одного и того же материала относительный коэффициент устойчивости составляет величину: - = -, г = а,б,.-ж,, (Z4g)
Численные значения уравнений (2.48) приведены в таблице 2.1, анализ которых свидетельствует, что относительный коэффициент устойчивости имеет максимальное значение для монтажной схемы - «ж» (Рис. 2.8), у которой длина продольного прогиба не превышает длины рабочего хода штока гидроцилиндра, а его корпус разгружен от осевого усилия подачи. Кроме того, монтажная схема «ж», как и монтажные схемы «г» и «д», позволяет уменьшить радиальную деформацию корпуса гидроцилиндра, но конструктивно проще, поскольку в ней отсутствуют шарнирные соединения.
Таблица 2. Относительныйкоэффициентустойчивости Монтажное положение гидроцилиндра (Рис. 2.8) а б в г д е ж 3 ftyi Kya 1 4 16 32 8 64 16
Что касается монтажного положения — «а», то его следует признать неудачным, хотя именно это монтажное положение гидроцилиндров подачи используется сегодня во всех известных конструкциях продавливающих установок. Также следует отметить, что уменьшение радиальной деформации корпуса гидроцилиндра подачи позволит несколько снизить перетечки рабочей жидкости из поршневой в штоковую полость за счет улучшения герметичности уплотнения поршня.
Для проверки полученных результатов аналитических исследований следует их апробировать экспериментально, оценить их корректность и точность.
Экспериментальные исследования проводились в натурных условиях на пяти объектах строительства ОАО «Мосинжстрой» в г. Москве. На указанных объектах осуществлялась прокладка стальных трубопроводов диаметром 1220, 1420 и 1620 мм на длину от 52 до 84 метров, при глубине заложения от дневной поверхности 2,5 - 6,0 метров (Таблица 2.2). Непосредственно в котловане проводился отбор проб нарушенной структуры грунта для последующего определения в лабораторных условиях: плотности грунта - р, числа пластичности -Ip , удельного сцепления - С, угла внутреннего трения - (р и других физико-механических характеристик грунта.
Параметры импульсаторов для формирования вынужденных колебаний усилия подачи продавливающих установок
Результаты натурных испытаний продавливающих установок на пяти объектах ОАО «Мосинжстрой» показали, что для интенсификации виброреологического эффекта необходимо в системе их подачи использование импульсной силы продавливания. Этого можно достичь путем оснащения гидравлической системы продавливающей установки гидроимпульсатором. Для оптимального выбора конструкции гидроимггульсатора (генератора импульсов расхода рабочей жидкости) давления и места его установки рассмотрим возможные принципиальные гидравлические схемы двухцилиндровой продавливающей установки.
Принципиальная гидравлическая разомкнутая схема продавливающей установки с дроссельным регулированием скорости подачи приведена на Рис. 3.3, а. Недостатками этой схемы являются: низкий КПД, поскольку принцип дроссельного регулирования основан на превращении части энергии в тепло, вследствие того, что в гидроцилиндры поступает только часть рабочей жидкости, подаваемой насосом, в то время как другая часть сливается в бак, не выполнив никакой полезной работы. КПД схемы с дроссельным регулированием обычно не превышает величины равной 0,3-0,4; пониженная жесткость статической механической характеристики; большая подача насоса подпитки - HI, равная подаче основного насоса - Н; большая грязеемкость фильтров — Ф1 и Ф2, соответствующая полной подаче основного насоса - Н; наличие распределительной аппаратуры (для реверса — распределитель Р, для синхронизации хода штоков гидроцилиндров - краны Р1 и Р2).
Для устранения вышеприведенных недостатков разработана принципиальная схема (Рис. 3.3, б) продавливающей установки с замкнутой циркуляцией рабочей жидкости, с объемным регулированием подачи насоса - Н и с синхронизацией хода штоков гидроцилиндров. Синхронизация движения штоков гидроцилиндров ЦІ и Ц2 осуществляется следующим образом. Рабочая жидкость от насоса - Н (Рис. 3.3, б) поступает в их поршневые полости, а вытекает из их штоковых полостей через гидромоторы Ml и М2, расположенных на одном валу. При одинаковых объемных постоянных гидромоторов Ml и М2 из штоковых полостей гидроцилиндров вытекает равное количество жидкости. Если к штоку одного из силовых цилиндров прикладывается большая сила, чем к другому, гидромотор на стороне перегруженного гидроцилиндра будет работать в режиме насоса, повышающего давление в его штоковой полости, причем второй гидромотор будет работать в качестве привода первого мотора и наоборот.
Для сообщения колебаний давления (расхода) в поршневых полостях гидроцилиндров подачи ЦІ и Ц2 (Рис.3.3, а и б) следует параллельно магистрали высокого давления разместить источник пульсирующей рабочей жидкости или непосредственно использовать в качестве насоса -Н гидропульсаторный генератор.
На практике наибольшее распространение находят гидравлические вибровозбудители пульсационного действия. Привод вибровозбудителя этого типа состоит из пульсатора, приводного двигателя, соединенного с валом пульсатора муфтой, подпиточного насоса и масляного бака. Работа подпиточного насоса для упрощения конструкции привода осуществляется от основного двигателя через вал пульсатора и муфты. Для большей компактности привода сливной бак и опорная рама конструктивно совмещены.
Гидроимпульсатор (Рис. 3.4, а) с вертикальным расположением цилиндров состоит из корпуса 1, в котором расположен вал с двумя эксцентриками 2; блока цилиндров с размещенными в нем толкателями 3 и поршнями 4 клапанной коробки 5, в которой монтируются отсечной клапан 6 с винтовым штурвалом 7 и предохранительные клапаны. Конструкция гидроимпульсатора предусматривает плавное регулирование нагрузки на приводной двигатель (без перегрузок во время пуска) путем сообщения рабочих пространств поршней соединительным каналом, который во время установившегося режима работы частично или полностью перекрыт отсечным клапаном.
