JPH0891774A - クレーンの旋回停止制御方法および同装置 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 遠心力、コリオリ力といった旋回運動固有の
力によって発生する荷振れを含めた荷振れ抑制機能を発
揮させる。 【解決手段】 旋回角加速度算出手段１８において、ロ
ープ長から求めた吊荷の固有振動数によって、旋回体を
停止させるのに要する基本制御時間を求め、この基本制
御時間に、旋回運動による吊荷の振れを考慮した係数と
して予め旋回速度との関係をもって定められた補正係数
を掛けて補正制御時間を求め、制動トルク算出手段１９
において、この補正制御時間に基づいて制動トルクを求
めるようにした方法および装置。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は旋回式クレーンにお
いて吊荷の振れを抑制しながら旋回体を自動停止させる
ための旋回停止制御方法および同装置に関するものであ
る。

【０００２】

【従来の技術】旋回式クレーンは、一般的には、下部走
行体上に上部旋回体を竪軸まわりに旋回自在に搭載し、
この上部旋回体にブームを起伏自在に取付けて構成され
る。

【０００３】従来、このような旋回式クレーンにおい
て、旋回体の旋回動作を自動的に停止させる技術とし
て、特開昭６２−１３６１９号および実開昭６１−１９
７０８９号両公報に示されているように、旋回体の慣性
モーメントを検出し、この慣性モーメントに基づいて制
動力を作用させるものが公知である。

【０００４】しかし、これら従来技術では、上部旋回体
に対する吊荷の振れを考慮に入れていないため、理論上
の減速度と実際の減速度とに差が生じ、旋回体の停止後
も大きな荷振れが残るという問題があった。

【０００５】そこで、特開平４−１５３１９７号公報に
示されているように、旋回速度と、ブームポイントから
吊下げられた吊りロープの長さ（以下、ロープ長とい
う）とに基づいて旋回中の吊荷の振れ状態を計算で求
め、この吊荷の振れ状態に応じた制動トルクを作用させ
る技術が提案された。

【０００６】この公知技術においては、ロープ長から決
定される固有振動数によって制御時間（旋回停止制御に
要する時間）を求め、この制御時間と現在の旋回速度と
から減速のための旋回角加速度を算出し、これに基づい
て制動トルクを算出する構成をとっている。

【０００７】

【発明が解決しようとする課題】ところが、この方法
は、直線運動による吊荷の振り子運動のみを吊荷の振れ
としてとらえているため、直線運動による荷振れの抑制
には効果があるものの、旋回運動によって発生する力
（遠心力、コリオリ力）は全く考慮に入れていないこと
から、この旋回による吊荷の旋回方向の振れは抑制され
ず、できるだけ荷振れを残さずに停止させるという所期
の目的は、なお十分には達成されなかった。

【０００８】そこで本発明は、旋回運動固有の荷振れを
含めた荷振れ抑制効果を得ることができるクレーンの旋
回停止制御方法および同装置を提供するものである。

【０００９】

【課題を解決するための手段】請求項１の発明（方法）
は、ブームポイントから吊下げられた吊りロープの長さ
から吊荷の固有振動数を求めるとともに、この固有振動
数から、旋回体を停止させるのに要する基本制御時間を
求め、この基本制御時間に、旋回運動による吊荷の振れ
を考慮した係数として予め旋回速度との関係をもって定
められた補正係数を掛けて補正制御時間を求め、この補
正制御時間と旋回体の旋回速度とから旋回体を停止させ
るための旋回角加速度を算出するとともに、この旋回角
加速度を得るための制動トルクを算出し、この制動トル
クに基づいて旋回体に制動をかけるものである。

【００１０】請求項２の発明は、ブームポイントから吊
下げられた吊りロープの長さから吊荷の固有振動数を求
めるとともに、この固有振動数から、旋回体を停止させ
るのに要する基本制御時間を求め、この基本制御時間
に、旋回運動による吊荷の振れを考慮した係数として予
め旋回速度との関係をもって定められた一次補正係数を
掛けて一次補正制御時間を求め、さらにこの一次補正制
御時間に制御開始時点での吊荷の振れ状態に応じて決定
される二次補正係数を掛けて二次補正制御時間を求め、
この二次補正制御時間と旋回体の旋回速度とから旋回体
を停止させるための旋回角加速度を算出するとともに、
この旋回角加速度を得るための制動トルクを算出し、こ
の制動トルクに基づいて旋回体に制動をかけるものであ
る。

【００１１】請求項３の発明（装置）は、ブームポイン
トから吊下げられた吊りロープの長さを検出するロープ
長検出手段と、ブームの旋回速度を検出する旋回速度検
出手段と、旋回体を停止させるための旋回角加速度を算
出する旋回角加速度算出手段と、この算出された旋回角
加速度に基づいて旋回体の制動トルクを算出する制動ト
ルク算出手段と、この算出された制動トルクに基づいて
旋回モータの圧力を制御するモータ圧力制御手段とを具
備し、上記旋回角加速度算出手段は、上記ロープ長検出
手段によって検出されたロープ長から吊荷の固有振動数
を求めるとともに、この固有振動数から、旋回体を停止
させるのに要する基本制御時間を求め、この基本制御時
間に、旋回運動による吊荷の振れを考慮した係数として
予め旋回速度との関係をもって定められた補正係数を掛
けて、上記旋回角加速度を算出するための補正制御時間
を求めるように構成されたものである。

【００１２】請求項４の発明は、ブームポイントから吊
下げられた吊りロープの長さを検出するロープ長検出手
段と、ブームの旋回速度を検出する旋回速度検出手段
と、制御開始時点での吊荷の振れ状態を検出する振れ状
態検出手段と、旋回体を停止させるための旋回角加速度
を算出する旋回角加速度算出手段と、この算出された旋
回角加速度に基づいて旋回体の制動トルクを算出する制
動トルク算出手段と、この算出された制動トルクに基づ
いて旋回モータの圧力を制御するモータ圧力制御手段と
を具備し、上記旋回角加速度算出手段は、上記ロープ長
検出手段によって検出されたロープ長から吊荷の固有振
動数を求めるとともに、この固有振動数から、旋回体を
停止させるのに要する基本制御時間を求め、この基本制
御時間に、旋回運動による吊荷の振れを考慮した係数と
して予め旋回速度との関係をもって定められた一次補正
係数を掛けて、上記旋回角加速度を算出するための一次
補正制御時間を求め、さらにこの一次補正制御時間に上
記振れ状態検出手段によって検出された制御開始時点で
の吊荷の振れ状態に応じて決定される二次補正係数を掛
けて二次補正制御時間を求めるように構成されたもので
ある。

【００１３】請求項１，３の構成によると、直線運動に
よる荷振れに基づいて算出された基本制御時間に、旋回
運動による荷振れを考慮した補正係数を掛けて補正制御
時間を割出し、この補正制御時間に基づいて制動トルク
を求めるため、旋回運動による荷振れを含めた荷振れに
対処することができる。

【００１４】すなわち、旋回停止後に残る荷振れを最小
限に抑える精度の高い停止制御を行うことができる。

【００１５】ただし、この構成では、風等の外乱による
制御開始時点での吊荷の振れ（以下、当初荷振れとい
う）が考慮されていないため、この当初荷振れがあった
場合に、旋回停止後に残る荷振れ（残留荷振れ）がなお
大きなものとなる。

【００１６】これに対し、請求項２，４の構成による
と、当初荷振れを検出し、上記補正制御時間（一次補正
制御時間）にさらに当初荷振れの状態（振れ角と振れ方
向）に応じて決定される二次補正係数を掛けて二次補正
制御時間を求め、これに基づいて制動トルクを算出する
ため、当初荷振れがあった場合でも、残留荷振れが最小
限となるより精度の高い停止制御を実現することができ
る。

【００１７】

【発明の実施の形態】

第１実施形態（図１〜図１３参照） 図１３に本発明の適用対象である旋回式クレーンを示し
ている。

【００１８】同図において、１は下部走行体、２はこの
下部走行体１上に竪軸まわりに旋回自在に搭載された上
部旋回体で、この上部旋回体２に、Ｎ個の単位ブームＢ
１〜ＢNからなる伸縮可能なブームＢがブームフットピ
ン３を中心として起伏自在に設けられ、このブームＢの
先端（ブームポイント）から吊下げられた吊りロープ４
によって吊荷Ｃが吊持される。

【００１９】なお、以下の説明においてＢｎ（ｎ＝１，
２，…Ｎ）はブーム基端側から数えてｎ番目の単位ブー
ムを示すものとする。

【００２０】このクレーンには、図１に示すようにブー
ム長Ｌbを検出するブーム長センサ５、ブーム角（起伏
角度）φを検出するブーム角センサ６、吊上荷重を検出
する吊上荷重センサ７、吊りロープ４の長さ（ブームポ
イントから吊荷重心までの距離＝吊荷Ｃの振れ半径）Ｌ
ｗを検出するロープ長センサ８、上部旋回体２の旋回角
速度を検出する角速度センサ９が設けられ、これらセン
サ群からの信号がコントローラ１０に入力される。

【００２１】このコントローラ１０は、ブームＢの横曲
げ強度についての評価係数を設定する横曲げ評価係数設
定手段１１と、ブーム長センサ５およびブーム角センサ
６によって検出されたブーム長Ｌbおよびブーム角φに
基づいて吊荷Ｃの旋回半径Ｒを算出する旋回半径算出手
段１２と、ブーム長Ｌbおよびブーム角φに基づいて各
単位ブームＢnの慣性モーメントＩnを求めるブーム慣性
モーメント算出手段１３と、定格荷重算出手段１４と、
吊上荷重算出手段１５と、負荷慣性モーメント算出手段
１６と、許容角加速度算出手段１７と、旋回角加速度算
出手段１８と、制動トルク算出手段１９と、モータ圧力
制御手段２０と、吊荷角加速度算出手段２１とを具備
し、旋回制動時にブームＢに発生する横曲げ荷重を考慮
しながら、吊荷Ｃの振れをできるだけ残さずに上部旋回
体２を制動、停止させる制御を行う。

【００２２】これら各手段の機能を詳述する。

【００２３】旋回半径算出手段１２ 検出されたブーム長Ｌbおよびブーム角φにより、ブー
ムＢの撓みを考慮しない旋回半径Ｒ´、およびブームＢ
の撓みによる半径増加分ΔＲを求め、両者から旋回半径
Ｒを算出する。

【００２４】ブーム慣性モーメント算出手段１３ 各単位ブームＢnの慣性モーメントＩnを算出し、さらに
その総和であるブームＢ全体の慣性モーメントＩbを算
出する。なお、各単位ブームＢnの慣性モーメントＩnは
次式で求められる。

【００２５】

【数１】Ｉn＝Ｉn0・cos²φ＋（Ｗn／ｇ）・Ｒn² ここで、Ｉn0はφ＝０の状態における各単位ブームＢn
の重心まわりのモーメント（定数）を示し、Ｗnは各単
位ブームＢnの自重、ｇは重力加速度、Ｒnは各単位ブー
ムＢnの重心の旋回半径をそれぞれ示す。

【００２６】定格荷重算出手段１５ 旋回半径算出手段１２によって算出された旋回半径Ｒ
と、ブーム長Ｌbとに基づいて、定格荷重メモリ２２に
記憶されたデータから定格荷重Ｗ0を算出する。

【００２７】吊上荷重算出手段１５ 吊上荷重センサ７によって検出されたブーム起伏シリン
ダの圧力ｐと、旋回半径算出手段１２によって算出され
た旋回半径Ｒと、ブーム長Ｌbとに基づいて実際の吊上
荷重Ｗを算出する。

【００２８】負荷慣性モーメント算出手段１６ 吊上荷重算出手段１５によって算出された吊上荷重Ｗ
と、旋回半径Ｒとに基づいて負荷（吊荷Ｃ）の慣性モー
メントＩwを算出する。

【００２９】具体的には、負荷慣性モーメントＩwは次
式で表される。

【００３０】

【数２】Ｉw＝（Ｗ／ｇ）Ｒ² 許容角加速度算出手段１７ 以上のようにして算出されたデータに基づき、次のよう
にして許容角加速度β１を算出する。

【００３１】一般に、旋回式クレーンの上部旋回体２お
よびブームＢは十分な強度を有しているが、ブームＢが
長くなると、旋回制動時に発生する慣性力に起因してブ
ームＢに大きな横曲げ力が作用する。

【００３２】この横曲げ力による強度的な負担は、上部
旋回体２におけるブーム取付部分付近で最大となるた
め、ここでは旋回軸まわりのモーメントに基づいて強度
評価を行うようにしている。

【００３３】具体的には、旋回制動時のブームＢの角加
速度をβ´、吊荷Ｃの角加速度をβw´、ブームＢを除
く上部旋回体２の全構成要素の旋回軸まわりのモーメン
トをＩｕとすると、上記旋回に起因して旋回軸まわりに
作用するモーメントＮbは、

【００３４】

【数３】Ｎb＝Ｉwβw´＋（Ｉb＋Ｉｕ）β´ となる。

【００３５】また、ブームＢの横曲げ強度についての許
容条件は、次式で表される。

【００３６】

【数４】Ｎb／Ｒ≦αＷ0 この数４に数３を代入すると、

【００３７】

【数５】｛Ｉwβw´＋（Ｉb＋Ｉｕ）β´｝／Ｒ≦αＷ0 一方、吊荷Ｃの荷振れがなく、かつ上部旋回体２と吊荷
Ｃがともに角速度Ω0で旋回している状態から、上部旋
回体２を荷振れを殆ど残さない角速度β´（その算出要
領は後に詳述する）で制動する場合、吊荷Ｃの角加速度
βw´と上記角加速度β´との関係は次のようにして求
められる。

【００３８】いま、吊荷Ｃについて図３に示すような振
り子のモデルを考える。旋回加減速時に、吊荷Ｃには逆
向きの慣性力が作用する野手、吊荷Ｃの振れ角をθ、ロ
ープ長さをＬw、ブームポイントの旋回速度をＶとする
と、次式が得られる。

【００３９】

【数６】

【００４０】ここで、ブームポイントの加速度をａ（制
動時ではａ＜０）とすると、

【００４１】

【数７】Ｖ＝Ｖ0＋ａｔ Ｖ0は制動前のブームポイントの旋回速度（＝Ｒ・Ω0）
である。

【００４２】ここで、数６に、数７を微分して代入する
と、

【００４３】

【数８】

【００４４】この微分方程式から

【００４５】

【数９】θ＝Ａ・cosωｔ＋Ｂ・sinωｔ−ａ／１

【００４６】

【数１０】

【００４７】が得られる。この式に初期条件ｔ＝０でθ
＝０、θドット＝０を適用すると、

【００４８】

【数１１】θ＝（ａ／ｇ）・（ｃｏｓωｔ−１）

【００４９】

【数１２】

【００５０】

【数１３】

【００５１】が得られる。

【００５２】これらを、吊荷Ｃの旋回方向の変位、速
度、加速度に直すと、

【００５３】

【数１４】

【００５４】

【数１５】

【００５５】

【数１６】

【００５６】となる。

【００５７】ここで求められる加速度（数１６）は、上
部旋回体２に対する吊荷Ｃの相対加速度であるので、こ
の吊荷Ｃの絶対加速度（地面に対する加速度）ａwは次
式で表される。

【００５８】

【数１７】

【００５９】ここで、ａw＝βw´Ｒ、ａ＝βＲであるか
ら、

【００６０】

【数１８】βw´＝（１−cosωｔ）β´ が得られる。

【００６１】図４は、ブームＢの角速度Ω、および数１
８に基づいて求められた吊荷Ｃの角速度Ωwを、振動モ
ード数（固有振動数）が１の場合について示したもので
ある。同図破線で示すように、吊荷Ｃの角速度Ωwは、
完全停止時までに１周期分の振動をしており、制動を開
始してから時間ｔ＝Ｔ／２を経過した時点で吊荷Ｃの角
加速度βw´は、実線で示すブームＢの角加速度β´の
２倍となる。

【００６２】これに対し、振動モード数がn（≧２）の
場合、吊荷Ｃの角速度Ωwは、旋回制動中にn周期分の振
動を行うが、吊荷Ｃの角加速度βw´の最小値（絶対値
をとれば最大値）はやはり２β´となり、理論上はこれ
を超えることがない。

【００６３】そこでこの実施形態では、安全率を考慮し
てＫ＞２となるような係数Ｋを導入し、βw´＝Ｋβ´
として演算が進められる。

【００６４】この式βw´＝Ｋβ´を前記数５に代入す
ると、

【００６５】

【数１９】｛（Ｗ／ｇ）Ｒ・Ｋβ´＋（Ｉb＋Ｉｕ）β
´｝／Ｒ≦αＷ0 となり、この数２０を満たす最大の角加速度β´が許容
角加速度β1として設定される。

【００６６】旋回角加速度算出手段１８ この旋回角加速度算出手段１８は、図２に示すように、
基本制御時間演算部２３と、補正制御時間演算部２４
と、制御値決定部２５とから成っている。

【００６７】このうち、基本制御時間演算部２３は、ロ
ープ長センサ８によって検出されるロープ長Ｌwから固
有振動数を求め、この固有振動数から、停止に要する時
間の基本値（基本制御時間）Ｔ0を求める。

【００６８】いま、吊荷Ｃについて図３と同じ単振り子
のモデルを考えると、この系の微分方程式は、前記した
ように

【００６９】

【数２０】

【００７０】

【数２１】Ｖ＝Ｖ0＋ａｔ となる。ここで、数２１の両辺を時間ｔで微分して数２
０の右辺に代入し、初期条件（ｔ＝０、θ＝０、θドッ
ト＝０）の下で積分すると次式が得られる。

【００７１】

【数２２】

【００７２】この式をθドット／ωとθに関する位相平
面上に表すと、図５に示すように、点Ａ（０，−ａ／
ｇ）を中心として原点Ｏ（０，０）を通る円を描くこと
となる。

【００７３】この円を１周するための時間、すなわち単
振り子の状態が原点Ｏから変化して同状態に復帰する周
期Ｔは、Ｔ＝２π／ωで与えられるため、クレーンの旋
回停止制御を開始した時点（原点Ｏ）から時間ｎＴ（基
本制御時間。ｎは自然数）後に完全停止するような角加
速度β0を設定すれば、荷振れを最小限に抑えた停止制
御を行うことができる。

【００７４】ここで、ωは重力加速度ｇおよび振れ半径
Ｌwで決定される一定値であるため、上記角加速度β0は
次式で求められる。

【００７５】

【数２３】β0＝−Ω0／nＴ ＝−ωΩ0／２nπ（ｎは自然数） ただし、以上は直線運動による荷振れのみを考慮し、旋
回運動によって発生する力（遠心力、コリオリ力）に起
因する荷振れは考慮に入れていないため、上記基本角加
速度β0の設定のみによっては、この旋回による荷振れ
がそのまま残ってしまうこととなる。

【００７６】これを図７，８によって説明すると、両図
は発明者が行ったシミュレーションの結果を示すもの
で、 ロープ長Ｌw：２０ｍ（図７）と１０ｍ（図８） ブーム長さＬb：３０ｍ ブーム角度：４５° 旋回速度：２ｒｐｍ 制御時間（基本制御時間）：図７の場合は８．９７se
c、図８の場合は６．３２４sec 基本角加速度β0：図７の場合は０．０２３ｒａｄ／se
c、図８の場合は０．０３３rad／sec の条件下において荷振れなしの状態から制動を開始し
た。

【００７７】図中、Ｏは吊荷Ｃの位置（変位量）および
速度がともに０となる原点（制動開始点）、Ｄは吊荷Ｃ
の理想の動きを示すもので、荷振れが直線運動のみによ
って発生する場合には、前記の基本的な制御を行うこと
により、吊荷Ｃはこの理想円の通り、最終的に原点Ｏに
戻り、旋回体停止と同時に停止する。

【００７８】これに対し、旋回による荷振れを含めたシ
ミュレーションでは、上記基本的な制御のみでは、旋回
運動による荷振れにより、吊荷Ｃの位相平面上の軌跡が
理想円Ｄから大きくずれたものとなる。

【００７９】なお、図中の太線は、旋回体２が停止した
ときの吊荷Ｃの動きを示し、このシミュレーションで
は、摩擦等の減衰項が含まれていないため、ずっと動き
続けて円を描く。

【００８０】そこで、補正制御時間演算部２４におい
て、ロープ長Ｌwによって決定される固有振動数から求
められる基本制御時間Ｔ0に、旋回運動に起因する荷振
れを考慮した補正係数Ｇを掛けて補正制御時間Ｔ1を求
める。

【００８１】そして、制御値決定部２５において、この
補正制御時間Ｔ1とブーム旋回速度（角速度センサ９に
よって検出されたブームＢの角速度Ω0から求められ
る）Ｖとに基づいて停止制御のための旋回角加速度βを
求める。

【００８２】補正係数Ｇは、シミュレーションによって
求め、ブームＢの旋回速度Ｖとの関係をもって数式また
はテーブルで記憶させておく。

【００８３】図６は、ロープ長Ｌwが１０ｍの場合と２
０ｍの場合について、ブーム角φが４５°と６０°の２
通りの場合を例示しており、シミュレーションの結果、
ブーム角φやブーム長さＬbは補正係数Ｇに影響しない
ことが分かった。

【００８４】また、こうして得られた旋回角加速度βに
よって行った旋回停止のシミュレーション結果を図９，
１０に示す。

【００８５】このシミュレーションの条件は、図９は図
７と同じ、図１０は図８と同じとした。

【００８６】この結果、各図の対比で明らかなように、
吊荷Ｃの位相平面上の軌跡が理想円Ｄに近づき、旋回体
２が停止した状態で吊荷Ｃが原点Ｏに接近し、最終的な
振れが小さくなる。

【００８７】一方、制御値決定部２５は、ブームＢの横
曲げ強度の条件、すなわち｜β｜≦β1を満たす範囲内
で、荷振れを最小限に抑えて制動、停止させるための旋
回角加速度βを決定する。

【００８８】制動トルク算出手段１９および吊荷角加速
度算出手段２１ この両手段１９，２１は、上記旋回角加速度βで上部旋
回体２を制動するのに要するトルクを算出する。

【００８９】このトルク算出手順を図１１のフローチャ
ートに基づいて説明する。

【００９０】まず、制動トルク算出手段１９は、上記旋
回角加速度βで上部旋回体２を制動するのに必要な制動
トルクＴｓを計算する（ステップＳ１）。この上部旋回
体制動トルクＴｓは次式で求められる。

【００９１】

【数２４】Ｔs＝｜（Ｉb＋Ｉｕ）β｜ 一方、吊荷角加速度算出手段２１は、旋回角加速度βで
制動する場合の実際の吊荷Ｃの角加速度βwを計算する
（ステップＳ２）。この吊荷角加速度βwを求める式は
前記数１８と同様であり、

【００９２】

【数２５】βw＝（１−cosωｔ）β で表される。

【００９３】次に、制動トルク算出手段１９は、上記吊
荷角加速度βwに基づき、吊荷Ｃを制動するのに必要な
制動トルクＴwを計算する（ステップＳ３）。この吊荷
制動トルクＴwは次式で求められる。

【００９４】

【数２６】Ｔw＝｜（Ｗ／ｇ）Ｒ²βw｜ また、上部旋回体制動トルクＴｓおよび吊荷制動トルク
Ｔwの和を全制動トルクＴtとして計算し（ステップＳ
４）、モータ圧力制御手段２０に出力する。

【００９５】モータ圧力制御手段２０ 同手段２０は、上記全制動トルクＴｔに対応する旋回油
圧モータの制動側圧力Ｐbを設定し、この制動側圧力Ｐb
に基づいて制御信号を出力する。

【００９６】この実施形態では、上記全制動トルクＴt
と油圧モータの差圧ΔＰとの間に図１２の実線で示す関
係があり、式で表すと次のようになる。

【００９７】ｉ）−ΔＰ0≦ΔＰ＜ΔＰ1の場合

【００９８】

【数２７】

【００９９】ｉi）ΔＰ≧ΔＰ1の場合

【０１００】

【数２８】

【０１０１】なお、上記モータ差圧ΔＰ1は、数２７で
表される直線と、数２８で表される直線との交点におけ
るΔＰの値を示す。

【０１０２】従って、この数２７または数２８に上記全
制動トルクＴtを代入することにより、この制動トルク
Ｔtを得るための油圧モータの差圧ΔＰを得ることがで
きる。

【０１０３】さらに、油圧モータの駆動側圧力をＰaと
すると、下記式により油圧モータの制動側圧力Ｐbを得
ることができる。

【０１０４】Ｐb＝Ｐａ＋ΔＰ 以上のステップＳ２〜ステップＳ５の動作を、旋回停止
が完了するまで一定の周期ごとに実行することにより
（ステップＳ６）、旋回制動中の荷振れを考慮した、精
度の高い旋回停止制御を実現することができ、吊荷Ｃの
振れを殆ど残さないで上部旋回体２を停止させることが
できる。

【０１０５】第２実施形態（図１４〜図２０） 第１実施形態との相違点のみを説明すると、第２実施形
態においては、制御（制動）開始時点での吊荷の振れで
ある当初荷振れを考慮した制御を行うように構成してい
る。

【０１０６】すなわち、当初荷振れの振れ角θを検出す
るための振れ角センサ（たとえばＣＣＤカメラやジャイ
ロスコープを用いることができる）２３と、この振れ角
センサ２３によって検出された振れ角θから吊荷の振れ
方向ｄを求める（たとえば前回検出時と今回検出時の振
れ角θの差によって振れ方向を求める）振れ方向算出手
段２４とを設け、これら吊荷の振れ角θと振れ方向ｄの
情報を旋回角加速度算出手段１８´に入力する構成とし
ている。

【０１０７】旋回角加速度算出手段１８´は、図１５に
示すように、第１実施形態で用いたのと同じ基本制御時
間演算部２３と、一次および二次両補正制御時間演算部
２４ａ，２４ｂと、制御値決定部２５´とから成ってい
る。

【０１０８】第１補正制御時間演算部２４ａは、第１実
施形態の補正制御時間演算部２４と同様に、基本制御時
間演算部２３で求められた基本制御時間Ｔ０に、旋回運
動に起因する荷振れを考慮した補正係数（一次補正係
数）Ｇを掛けて一次補正制御時間Ｔ１を求める。

【０１０９】二次補正制御時間演算部２４ｂは、さらに
この一次補正制御時間Ｔ１に、当初荷振れ状態（振れ角
θと振れ方向ｄ）に応じて決定される二次補正係数Ｈを
掛けて二次補正制御時間Ｔ２を算出する。

【０１１０】二次補正係数Ｈは、シミュレーションによ
り、図１６に示すように当初振れ角θと振れ方向ｄによ
って分類される四つの領域Ｉ，II，III，IVに分けて
１．０以下の数値として予め決定し、記憶させておく。

【０１１１】この場合、この二次補正係数Ｈは、各両域
Ｉ〜IVごとに一つずつ代表値を定めて計四種類の値とし
て定めてもよいし、さらに精度を高くするために各両域
別に振れ角θの関数として記憶させておいてもよい。

【０１１２】図１６中、Ｂｔはブーム先端で、このブー
ム先端Ｂｔから鉛直に下ろした中立線Ｌを基準として、
吊荷Ｗが旋回方向と反対側の位置にあって中立線Ｌから
遠ざかる方向に振れている場合を領域Ｉ、この領域Ｉと
同じ側にあって中立線Ｌに近づく方向に振れている場合
を領域II、中立線Ｌよりも旋回側にあって中立線Ｌに近
づく方向に振れている場合を領域III、これと同じ領域
にあって中立線Ｌから遠ざかる方向に振れている場合を
領域IVとしている。

【０１１３】制御値決定部２５´は、二次補正制御時間
演算部２４ｂで求められた二次補正制御時間Ｔ２とブー
ム旋回速度Ｖとに基づいて停止制御のための旋回角加速
度βを求める。

【０１１４】第１実施形態と第２実施形態による制御の
シミュレーションの比較結果を図１７〜図２０に示して
いる。

【０１１５】図１７，１８は当初荷振れが領域IIにある
場合で、図１７が第１実施形態、図１８が第２実施形態
（二次補正係数Ｈ＝０．９２）による。

【０１１６】一方、図１９，２０は領域IVにある場合
で、図１９が第１実施形態、図２０が第２実施形態（二
次補正係数Ｈ＝０．７３６）による。

【０１１７】このシミュレーションの条件は、ブーム長
さ３０ｍ、ブーム角度４５°、ロープ長１０ｍ、旋回速
度２rpmとした。

【０１１８】この結果、図１７，１８の対比において
は、第１実施形態による残留振れが０．０２１２radで
あったのに対し、第２実施形態によると残留振れが０．
０１８４radとなった。

【０１１９】また、図１９，２０の対比においては、第
１実施形態による残留振れが０．０２５３radであった
のに対し、第２実施形態の残留振れは０．００８１rad
となり、いずれのケースでも第２実施形態によると、第
１実施形態による場合と比較して当初荷振れの影響を抑
えて制御精度を高めることができる。

【０１２０】ところで、第２実施形態では振れ角センサ
２３によって検出された振れ角θに基づいて振れ方向ｄ
を求めるようにしたが、速度センサによって振れ速度を
プラス方向速度／マイナス方向速度として検出し、これ
によって振れ方向を求めるようにしてもよい。

【０１２１】

【発明の効果】上記のように請求項１，３の発明による
ときは、ロープ長から求められる吊荷の固有振動数によ
って、旋回体を停止させるのに要する基本制御時間を求
め、この基本制御時間に、旋回運動による吊荷の振れを
考慮した係数として予め旋回速度との関係をもって定め
られた補正係数を掛けて補正制御時間を求め、この補正
制御時間に基づいて制動トルクを求めるため、旋回運動
による荷振れを含めた荷振れに対処することができる。

【０１２２】すなわち、旋回停止後に残る荷振れを最小
限に抑える精度の高い停止制御を実現することができ
る。

【０１２３】また、請求項２，４の発明によるときは、
制御開始時点での吊荷の振れ状態を検出し、上記補正制
御時間（一次補正制御時間）にさらに当初荷振れの状態
（振れ角と振れ方向）に応じて決定される二次補正係数
を掛けて二次補正制御時間を求め、これに基づいて制動
トルクを算出するため、当初荷振れがあった場合でも、
残留荷振れが最小限となるより精度の高い停止制御を実
現することができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の第１実施形態にかかる旋回停止制御装
置のブロック構成図である。

【図２】同装置における旋回角加速度算出手段の詳細を
示すブロック構成図である。

【図３】吊荷の動きを振り子として表した説明図であ
る。

【図４】吊荷の角速度およびブームの角速度の変化の特
性を示すグラフである。

【図５】吊荷の振れ角と振れ速度に関する式を位相空間
上に表したグラフである。

【図６】シミュレーションによって求めたブーム旋回速
度と補正係数の関係を示すグラフである。

【図７】第１実施形態の装置による補正前の吊荷の位相
平面上での動きを示す説明図である。

【図８】第１実施形態の装置による図７と異なる条件下
における補正前の吊荷の位相平面上での動きを示す説明
図である。

【図９】補正後の吊荷の位相平面上での動きを示す説明
図である。

【図１０】図９と異なる条件下における補正後の吊荷の
位相平面上での動きを示す説明図である。

【図１１】第１実施形態装置における制動トルク算出手
段による制動トルクの演算動作を説明するためのフロー
チャートである。

【図１２】油圧モータの差圧と制動トルクの関係を示す
グラフである。

【図１３】本発明が適用される旋回式クレーンの概略構
成図である。

【図１４】本発明の第２実施形態にかかる旋回停止制御
装置のブロック構成図である。

【図１５】同装置における旋回角加速度算出手段の詳細
を示すブロック構成図である。

【図１６】同手段において予め二次補正係数を決定する
ために分けた四つの両域を示す図である。

【図１７】当初荷振れを考慮しない第１実施形態装置に
よる吊荷の位相平面上での動きを示す説明図である。

【図１８】図１７と同じ条件下における第２実施形態装
置による吊荷の位相平面上での動きを示す説明図であ
る。

【図１９】図１７，１８と異なる条件下における第１実
施形態装置による吊荷の位相平面上での動きを示す説明
図である。

【図２０】図１９と同じ条件下における第２実施形態装
置による吊荷の位相平面上での吊荷の動きを示す説明図
である。

【符号の説明】

２ 上部旋回体 Ｂ ブーム ４ 吊りロープ ８ ロープ長センサ（ロープ長検出手段） ９ 角速度センサ（ブーム旋回速度検出手段） １８ 旋回角加速度算出手段 ２３ 旋回角加速度算出手段を構成する基本制御時間演
算部 ２４ 同補正制御時間演算部 ２５ 同制御値決定部 １９ 制動トルク算出手段 ２０ モータ圧力制御手段 １８´ 旋回角加速度算出手段 ２４ａ 同手段における一次補正制御時間演算部 ２４ｂ 二次補正制御時間演算部 ２５´ 制御値決定部 ２３ 振れ角センサ ２４ 振れ方向算出手段

Claims (4)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 ブームポイントから吊下げられた吊りロ
   ープの長さから吊荷の固有振動数を求めるとともに、こ
   の固有振動数から、旋回体を停止させるのに要する基本
   制御時間を求め、この基本制御時間に、旋回運動による
   吊荷の振れを考慮した係数として予め旋回速度との関係
   をもって定められた補正係数を掛けて補正制御時間を求
   め、この補正制御時間と旋回体の旋回速度とから旋回体
   を停止させるための旋回角加速度を算出するとともに、
   この旋回角加速度を得るための制動トルクを算出し、こ
   の制動トルクに基づいて旋回体に制動をかけることを特
   徴とするクレーンの旋回停止制御方法。
2. 【請求項２】 ブームポイントから吊下げられた吊りロ
   ープの長さから吊荷の固有振動数を求めるとともに、こ
   の固有振動数から、旋回体を停止させるのに要する基本
   制御時間を求め、この基本制御時間に、旋回運動による
   吊荷の振れを考慮した係数として予め旋回速度との関係
   をもって定められた一次補正係数を掛けて一次補正制御
   時間を求め、さらにこの一次補正制御時間に制御開始時
   点での吊荷の振れ状態に応じて決定される二次補正係数
   を掛けて二次補正制御時間を求め、この二次補正制御時
   間と旋回体の旋回速度とから旋回体を停止させるための
   旋回角加速度を算出するとともに、この旋回角加速度を
   得るための制動トルクを算出し、この制動トルクに基づ
   いて旋回体に制動をかけることを特徴とするクレーンの
   旋回停止制御方法。
3. 【請求項３】 ブームポイントから吊下げられた吊りロ
   ープの長さを検出するロープ長検出手段と、ブームの旋
   回速度を検出する旋回速度検出手段と、旋回体を停止さ
   せるための旋回角加速度を算出する旋回角加速度算出手
   段と、この算出された旋回角加速度に基づいて旋回体の
   制動トルクを算出する制動トルク算出手段と、この算出
   された制動トルクに基づいて旋回モータの圧力を制御す
   るモータ圧力制御手段とを具備し、上記旋回角加速度算
   出手段は、上記ロープ長検出手段によって検出されたロ
   ープ長から吊荷の固有振動数を求めるとともに、この固
   有振動数から、旋回体を停止させるのに要する基本制御
   時間を求め、この基本制御時間に、旋回運動による吊荷
   の振れを考慮した係数として予め旋回速度との関係をも
   って定められた補正係数を掛けて、上記旋回角加速度を
   算出するための補正制御時間を求めるように構成された
   ことを特徴とするクレーンの旋回停止制御装置。
4. 【請求項４】 ブームポイントから吊下げられた吊りロ
   ープの長さを検出するロープ長検出手段と、ブームの旋
   回速度を検出する旋回速度検出手段と、制御開始時点で
   の吊荷の振れ状態を検出する振れ状態検出手段と、旋回
   体を停止させるための旋回角加速度を算出する旋回角加
   速度算出手段と、この算出された旋回角加速度に基づい
   て旋回体の制動トルクを算出する制動トルク算出手段
   と、この算出された制動トルクに基づいて旋回モータの
   圧力を制御するモータ圧力制御手段とを具備し、上記旋
   回角加速度算出手段は、上記ロープ長検出手段によって
   検出されたロープ長から吊荷の固有振動数を求めるとと
   もに、この固有振動数から、旋回体を停止させるのに要
   する基本制御時間を求め、この基本制御時間に、旋回運
   動による吊荷の振れを考慮した係数として予め旋回速度
   との関係をもって定められた一次補正係数を掛けて、上
   記旋回角加速度を算出するための一次補正制御時間を求
   め、さらにこの一次補正制御時間に上記振れ状態検出手
   段によって検出された制御開始時点での吊荷の振れ状態
   に応じて決定される二次補正係数を掛けて二次補正制御
   時間を求めるように構成されたことを特徴とするクレー
   ンの旋回停止制御装置。