JP2016120996A - トロリ式クレーンの振れ止め制御方法及び装置 - Google Patents

Abstract

【課題】コストやメンテナンスの問題を低減しつつ、吊り荷に対して好適に振れ止め制御を行い得るトロリ式クレーンの振れ止め制御方法及び装置を提供する。
【解決手段】ガーダやブーム上を横行するトロリ７と、該トロリ７から複数のロープ１６，１６'、２０，２０'により吊り下げられる吊り荷８と、前記複数のロープを駆動しトロリ７を横行させるウインチドラム１５，１５'、１９，１９'とを備えたトロリ式クレーンに関し、前記複数のロープの途中に各々備えられたシーブ１７，１７'、２１，２１'にシーブ荷重検出器２５を取り付けて前記ロープの張力を検出し、該張力から推定振れ角を算出し、該推定振れ角に対しカルマンフィルタ処理を行って算出した吊り荷８の振れ角予測値を用いてトロリ７に対し吊り荷８の振れを抑えるフィードバック制御を行う。
【選択図】図３

Description

本発明は、トロリ式クレーンの稼働中に発生する吊り荷の振れ角を検出し、振れ止め制御を行うための制御方法及び装置に関する。

港湾や建設現場等で用いられるクレーンには各種の形式があり、橋形クレーンや、天井クレーン、一部のジブクレーン等の中には、水平方向に張り渡したジブやガーダに沿ってトロリを横行させ、該トロリにグラブバケットやフック等の吊り荷をロープで吊り下げて運搬するトロリ式クレーンと呼ばれるものがある。

こうしたトロリ式クレーンにおいては、トロリの横行に伴い、吊り荷にトロリの移動方向に沿った振れが発生する。吊り荷が目標の位置へ到達した際、吊り荷に振れがあると、振れが収まるまでは正確な位置へ運搬物の揚げ降ろしを行うことができず、作業効率が低下する。また、発生する振れの角度や大きさによっては、吊り荷やロープが周辺の機械や構造物に干渉する場合もあり、吊り荷の振れはできる限り抑えることが望ましい。振れを抑えるには、吊り荷の振れ角を検出し、該振れ角をもとにトロリや吊り荷の動作に対して適切な制御（振れ止め制御）を加えることが有効である。

そのようなトロリ式クレーンにおける振れ止め制御のための技術を記載した文献として、例えば、下記特許文献１〜３がある。振れ角検出装置により振れ角や振れ角速度を検出するほか、トロリの位置や速度など、振れ角にかかわる種々の数値を測定し、これらのデータをもとにオブザーバやカルマンフィルタを利用して振れ角を推定し、推定した振れ角に基づいて振れ止め制御を行うものである。

特開２００９−２３４６９９号公報 特開２０００−７２７４号公報 特開２０００−３１８９７３号公報

しかしながら、実際にトロリ式クレーンを運用するにあたり、吊り荷の振れ角を直接検出することは現実的に困難である。例えば、上記特許文献１に記載の振れ角制御装置では、吊り荷側に取り付けたマーカをトロリ側の撮像装置で撮影し、画像処理によって振れ角を検出する光学式の装置を用いているが、こうした光学式の振れ角検出器は、高価な機器類を要しコストがかかるうえ、機器の付け外しに非常に手間を要し、頻繁なメンテナンスの必要もある。また、天候や周辺の環境によっては撮影や画像処理が困難となり、振れ角の検出が正確にできない場合がある。

振れ角を検出するその他の方法としては、例えば、巻上ロープの基部側の支点付近に、巻上ロープに追従するロッドを取り付け、該ロッドの角度として巻上ロープの振れ角を検出するものがある。しかし、こうした機械式の振れ角検出器は、やはり機器の付け外しに手間がかかるほか、機器と巻上ロープとの間に接触部や摺動部が多いために汚れが溜まりやすく、そのために検出精度が低下する懸念がある。

上記した振れ角の検出に係る問題のほか、モデル化に伴う問題もある。すなわち、精度の良い振れ角の予測値や、高い制御性能を実現するためには、制御対象のモデルが複雑になることが多く、そのような複雑なモデルを扱うことは設計にかかるコストや手間を増大させてしまう。また、モデルの立て方によっては、トロリや吊り荷に対する外乱や、モデル化誤差等に対するシステム全体のロバスト性が低くなってしまう虞もある。

本発明は、斯かる実情に鑑み、コストやメンテナンスの問題を低減しつつ、吊り荷に対して好適に振れ止め制御を行い得るトロリ式クレーンの振れ止め制御方法及び装置を提供しようとするものである。

本発明は、ガーダやブーム上を横行するトロリと、該トロリから複数のロープにより吊り下げられる吊り荷と、前記複数のロープを駆動し前記トロリを横行させるウインチドラムとを備えたトロリ式クレーンの振れ止め制御方法であって、前記複数のロープの途中に各々備えられたシーブにシーブ荷重検出器を取り付けて前記ロープの張力を検出し、該張力から推定振れ角を算出し、該推定振れ角に対してカルマンフィルタによる処理を行って吊り荷の振れ角予測値を算出し、該振れ角予測値を用いて前記トロリに対し前記吊り荷の振れを抑えるフィードバック制御を行うことを特徴とするトロリ式クレーンの振れ止め制御方法にかかるものである。

而して、このようにすれば、単純で安価な機構により、吊り荷の振れ角を精度良く予測することができる。

本発明のトロリ式クレーンの振れ止め制御方法においては、トロリ式クレーンをばねマスダンパの１質点系モデルと仮定して定義した数式モデルに対して前記カルマンフィルタを設計することが好ましく、このようにすれば、単純な数式モデルで精度の高い振れ角予測値を得ることができる。

本発明のトロリ式クレーンの振れ止め制御方法においては、前記振れ角予測値に加え、前記トロリの横行位置、前記トロリの横行方向速度、前記吊り荷の吊下ロープ長を用いてゲインスケジュールＨ_∞制御器を導出し、該ゲインスケジュールＨ_∞制御器により前記トロリに対する振れ止めフィードバック制御速度指令を求めることが好ましく、このようにすれば、システム全体に対して外乱やモデル化誤差を考慮したロバストな制御系を構築できる。

本発明のトロリ式クレーンの振れ止め制御方法においては、前記ゲインスケジュールＨ_∞制御器からの振れ止めフィードバック制御速度指令と、前記トロリに対する横行操作速度指令とを線形結合した振れ止め制御速度指令により前記トロリの制御を行うことが好ましく、このようにすれば、前記トロリへの横行操作速度指令に基づいて前記トロリを横行させながら、前記吊り荷の推定振れ角をもとに前記吊り荷の振れ角を零に収束させることができる。

本発明は、ガーダやブーム上を横行するトロリと、該トロリから複数のロープにより吊り下げられる吊り荷と、前記複数のロープを駆動し前記トロリを横行させるウインチドラムとを備えたトロリ式クレーンの振れ止め制御方法であって、前記複数のロープの途中に各々備えられたシーブと、該シーブに取り付けられて前記ロープの張力を検出するシーブ荷重検出器と、前記ロープの張力から推定振れ角を算出し、該推定振れ角に対してカルマンフィルタによる処理を行って吊り荷の振れ角予測値を算出し、該振れ角予測値を用いて前記トロリに対し前記吊り荷の振れを抑えるフィードバック制御を行うよう構成された制御装置とを備えたことを特徴とするトロリ式クレーンの振れ止め制御装置にかかるものである。

本発明のトロリ式クレーンの振れ止め制御装置においては、トロリ式クレーンをばねマスダンパの１質点系モデルと仮定して定義した数式モデルに対して前記カルマンフィルタを設計し、前記制御装置に実装することが好ましい。

本発明のトロリ式クレーンの振れ止め制御装置においては、前記トロリの横行位置や前記吊り荷の吊下げロープ長を検出する吊り荷現状位置検出器を備え、前記振れ角予測値に加えて前記トロリの横行位置、前記トロリの横行方向速度、前記吊り荷の吊下ロープ長を用いてゲインスケジュールＨ_∞制御器を導出し、該ゲインスケジュールＨ_∞制御器により前記トロリに対する振れ止めフィードバック制御速度指令を求めるよう前記制御装置を構成することが好ましい。

本発明のトロリ式クレーンの振れ止め制御装置においては、前記ゲインスケジュールＨ_∞制御器からの振れ止めフィードバック制御速度指令と、前記トロリに対する横行操作速度指令とを線形結合した振れ止め制御速度指令により前記トロリの制御を行うよう前記制御装置を構成することが好ましい。

本発明のトロリ式クレーンの振れ止め制御方法及び装置によれば、コストやメンテナンスの問題を低減しつつ、吊り荷に対して好適に振れ止め制御を行い得るという優れた効果を奏し得る。

本発明を適用したグラブバケット式アンローダの一例を示す側面図である。 本発明を適用したグラブバケット式アンローダの一例を示す斜視図である。 本発明のトロリ式クレーンの振れ止め制御方法及び装置の実施例における制御ブロック図である。 本発明のトロリ式クレーンの振れ止め制御方法及び装置の実施例における制御ブロック図である。 シーブにかかる張力を図示する概略図である。 トロリ式クレーンの数式モデルの説明図である。 力入力モデルを速度入力モデルに変換するブロック線図である。 カルマンフィルタにおける演算の工程を示すフローチャートである。 本発明の実施により推定または予測された吊り荷の振れ角と、実際の振れ角とを比較して示す線図である。 線形パラメータ変動系モデルを導出するためのブロック線図である。 Ｈ_∞端点制御器の導出に用いる一般化プラントを示すブロック線図である。 本発明を適用したグラブバケット式アンローダの実験機における振れ止め運転時の挙動を示す線図であり、（ａ）はトロリ及び吊り荷に対する速度指令、（ｂ）はトロリの横行位置、（ｃ）は吊り荷の振れ角を示す。

以下、本発明の実施の形態を添付図面を参照して説明する。

図１、図２は本発明のトロリ式クレーンの振れ止め制御方法及び装置を実施する形態の一例を示すもので、本発明をグラブバケット式アンローダに対して適用した場合を例示している。

グラブバケット式アンローダは、バラ物運搬船に積載された鉱石、石炭等のバラ物を荷揚げするために、岸壁に備えられる橋形クレーンの一種である。図１に示したグラブバケット式アンローダは、海側の海脚１と陸側の陸脚２を有して岸壁上のレール３上を走行する機械本体４と、該機械本体４上部の陸側に設けられたガーダ５から海側へ張り出しピン６ａを中心に俯仰が可能なブーム６と、該ブーム６及びガーダ５の長手方向に沿って横行するトロリ７と、該トロリ７から吊下げられて昇降と開閉を行うようにした吊り荷としてのグラブバケット８とを有している。そして、前記ブーム６の海側に位置したトロリ７から開いた状態のグラブバケット８をバラ物運搬船９の上部開口９ａから船内に吊り下げてバラ物上に載置し、グラブバケット８を閉じることによりバラ物を掴んだ後、グラブバケット８を上昇させ、続いて、トロリ７を陸側に横行させることによりグラブバケット８を陸側に移動させ、グラブバケット８が前記機械本体４に備えたホッパ１０上に来たときに開くことによりバラ物をホッパ１０内へ投入するようにしている。ホッパ１０内に投入されたバラ物は、機械本体４に備えた機内コンベヤ１１等により陸上の搬送コンベヤ１２に供給されるようになっている。尚、図２中、１３はアンローダを操作するオペレータが搭乗する移動運転室、１４は機械本体４の上部の陸側端に設けられた機械室である。

前述の如きグラブバケット式アンローダとしては、例えば、図２に示される如く、４本のウインチドラムを備え、該ウインチドラムの駆動により前記トロリ７を横行させると共にグラブバケット８を昇降・開閉させるようにした４ドラム式のアンローダがある。

前記ウインチドラムとしての巻上ドラム１５から繰り出した巻上ロープ１６はガーダ５（図１参照）の陸側端部に設けたシーブ１７を経てトロリ７上のシーブ１８に導かれた後、下方に向けられて下端がグラブバケット８の一側（陸側）に固定されている。又、前記ウインチドラムとしての巻上ドラム１５'から繰り出した巻上ロープ１６'はブーム６（図１参照）の海側端部に設けたシーブ１７'を経てトロリ７上のシーブ１８'に導かれた後、下方に向けた下端がグラブバケット８の他側（海側）に固定されている。

又、前記ウインチドラムとしての開閉ドラム１９から繰り出した開閉ロープ２０はガーダ５（図１参照）の陸側端部に設けたシーブ２１を経てトロリ７上のシーブ２２に導かれた後、下方に導かれてグラブバケット８のバケット本体８ａ，８ａの連結部に取り付けた下部移動シーブ２３と、タイロッド８ｂを介しピン連結により前記バケット本体８ａを支持する上部フレーム８ｃに取り付けた上部固定シーブ２４（図１参照）との間に複数回掛け回され、グラブバケット８の所要箇所に固定されている。一方、前記ウインチドラムとしての開閉ドラム１９'から繰り出した開閉ロープ２０'はブーム６（図１参照）の海側端部に設けたシーブ２１'を経てトロリ７上のシーブ２２'に導かれた後、下方に導かれてグラブバケット８の下部移動シーブ２３と上部固定シーブ２４（図１参照）との間に複数回掛け回され、グラブバケット８の所要箇所に固定されている。

図２に示した４ドラム式のアンローダでは、巻上ドラム１５，１５'を停止した状態において、開閉ドラム１９，１９'により開閉ロープ２０，２０'を同時に繰り出すと、グラブバケット８の下部移動シーブ２３と上部固定シーブ２４（図１参照）の間隔が開いて前記グラブバケット８は開き、開閉ドラム１９，１９'により開閉ロープ２０，２０'を同時に巻き込むと、下部移動シーブ２３と上部固定シーブ２４（図１参照）の間隔が狭くなりグラブバケット８は閉じられる。

又、前記巻上ドラム１５，１５'により巻上ロープ１６，１６'を繰り出す操作と、開閉ドラム１９，１９'により開閉ロープ２０，２０'を繰り出す操作を同時に行うと、グラブバケット８は下降し、又、前記巻上ドラム１５，１５'により巻上ロープ１６，１６'を巻き込む操作と、開閉ドラム１９，１９'により開閉ロープ２０，２０'を巻き込む操作を同時に行うと、グラブバケット８は上昇する。

一方、陸側のシーブ１７，２１からトロリ７上の陸側のシーブ１８，２２に巻上ロープ１６及び開閉ロープ２０を導いている巻上ドラム１５及び開閉ドラム１９の巻き込み操作と、海側のシーブ１７'，２１'からトロリ７の海側のシーブ１８'，２２'に巻上ロープ１６'及び開閉ロープ２０'を導いている巻上ドラム１５'及び開閉ドラム１９'の繰り出し操作を同時に行うと、トロリ７とグラブバケット８は陸側へ横行する。逆に、巻上ドラム１５及び開閉ドラム１９の繰り出し操作と、巻上ドラム１５'及び開閉ドラム１９'の巻き込み操作を同時に行うと、トロリ７及びグラブバケット８は海側へ横行する。即ち、巻上ドラム１５，１５'と開閉ドラム１９，１９'の操作によって、トロリ７及びグラブバケット８の横行を行わせることができる。

そして、本実施例においては、シーブ荷重検出器２５を用いて検出した各ロープ（巻上ロープ１６，１６'及び開閉ロープ２０，２０'）の張力から吊り荷（グラブバケット）８の振れ角を推定すると共に、吊り荷現状位置検出器２６によって吊り荷８の現状位置を検出するようにしてある。

シーブ荷重検出器２５は、前記巻上シーブ１７，１７'及び開閉シーブ２１，２１'に取り付けられたロードセル等の荷重センサであり、図３、図４に示す如く、前記４つのシーブにおいて検出された荷重を荷重信号２５ａとして制御装置２７の振れ角算出部２８に入力するようになっている。

吊り荷現状位置検出器２６は、トロリ７を横行させると共にグラブバケット８を昇降・開閉させるためのロープ（巻上ロープ１６，１６'及び開閉ロープ２０，２０'）を駆動するウインチドラム（巻上ドラム１５，１５'及び開閉ドラム１９，１９'）のドラム回転数を計測するエンコーダ等の回転センサであり、計測したドラム回転数を回転数信号２６ａとして制御装置２７の吊り荷現状位置計算部２９に入力するようになっている。

また、移動運転室１３に設けられたコントローラ３０をオペレータが操作することにより、その操作信号３０ａがトロリ７への横行操作速度指令Ｖ_ｒｅｆや横行目標位置指令Ｘ_ｒｅｆとして制御装置２７に入力されるようになっている。尚、横行目標位置指令Ｘ_ｒｅｆは、横行操作速度指令Ｖ_ｒｅｆを積分することにより算出することができる。

制御装置２７は、シーブ荷重検出器２５から入力される荷重信号２５ａに基づいてグラブバケット８の振れ角θを推定し、推定した振れ角θと、吊り荷現状位置検出器２６から入力される回転数信号２６ａから算出される吊り荷８の吊下ロープ長ｌやトロリ７の横行位置ｘ等に基づいて振れ止めフィードバック制御速度指令ｕ_ｆｂを算出し、該振れ止めフィードバック制御速度指令ｕ_ｆｂと前記横行操作速度指令Ｖ_ｒｅｆとを線形結合した振れ止め制御速度指令ｕを制御信号２７ａとして前記ウインチドラムのモータ３１のインバータ３２に対し出力するようになっている。インバータ３２は、制御信号２７ａに基づいてモータ３１を介し前記ウインチドラムの横行動作を制御する。

次に、上記本実施例における制御の詳細について、図３〜図１１を用いて説明する。

制御装置２７は、トロリ７への横行操作速度指令Ｖ_ｒｅｆに基づいてトロリ７を横行させながら、吊り荷８の推定振れ角θ_Ｔをもとに吊り荷８の振れ角を零に収束させるものである。

まず、制御装置２７の吊り荷現状位置計算部２９（図４参照）は、吊り荷現状位置検出器２６から入力される回転数信号２６ａをもとに、トロリ７の横行位置（位置検出値）ｘ_ｒ、トロリ７の横行速度（速度検出値）Ｖ_ｆｂ、及びトロリ７から吊り荷（グラブバケット）８までの距離（吊下ロープ長検出値）ｌを算出する。このとき、トロリ７の横行速度はトロリ７の横行方向位置の微分値として算出することができる。

次に、制御装置２７の振れ角算出部２８は、シーブ荷重検出器２５から入力されるシーブ荷重信号２５ａをもとに、吊り荷８の振れ角θを推定する。具体的には、図５に示す如く、前記シーブ（巻上シーブ１７，１７'、開閉シーブ２１，２１'）には、それぞれＴ_ｍ１、Ｔ_ｍ２、Ｔ_ａ１、Ｔ_ａ２の張力がかかるが、これらの張力は、吊り荷８の推定振れ角θ_Ｔに応じて変化する。すなわち、推定振れ角θ_Ｔは、以下の通り、張力Ｔ_ｍ１、Ｔ_ｍ２、Ｔ_ａ１、Ｔ_ａ２を独立変数とした関数として算出できる。
θ_Ｔ＝ｆ（Ｔ_ｍ１，Ｔ_ｍ２，Ｔ_ａ１，Ｔ_ａ２）

次に、制御装置２７は、上記吊り荷現状位置計算部２９で算出した位置検出値ｘ_ｒ、速度検出値Ｖ_ｆｂ、吊下ロープ長検出値ｌと、上記振れ角算出部２８で算出した推定振れ角θ_Ｔをカルマンフィルタ３３に入力する（図４参照）。このカルマンフィルタ３３は、該カルマンフィルタ３３の内部で定義するクレーンモデル３４で吊り荷８の振れ角を予測し、この予測した振れ角を前記推定振れ角θ_Ｔと比較して、その誤差分散が最小となるように推定し、振れ角についての最適な推定結果を返すシステム構成になっている。

以下、カルマンフィルタ３３の設計手順を説明する。カルマンフィルタ３３を設計するためには、制御対象であるトロリ式クレーン（本実施例の場合は、グラブバケット式アンローダ）の数式モデル（クレーンモデル）３４を導出する必要がある。

トロリ式クレーンの数式モデル３４は、以下に説明する手順により導出される。まず、トロリ式クレーンの数式モデル３４を導出するためのモデル定義を、次の通り仮定する。
ａ）ロープ質量は考慮しない。
ｂ）トロリ７は横行方向（ｘ方向）の運動のみを考慮した、ばねマスダンパの１質点系モデルとする。
ｃ）制御入力（振れ止め制御速度指令）ｕは直接トロリ７に作用する。

以上の定義をもとに、トロリ式クレーンの数式モデル３４を図６に示す通りに仮定する。主な記号の定義を以下に示す。

Ｍ_ｔ：トロリ質量［ｋｇ］、Ｍ_ｏ：吊り荷質量［ｋｇ］、ｌ（ｔ）：吊下ロープ長［ｍ］、ｕ（ｔ）：制御入力［Ｎ］、ｘ_ｒ（ｔ）：トロリ７のｘ方向位置（横行位置）［ｍ］、ｘ_ｏ（ｔ）：吊り荷８のｘ方向位置［ｍ］、ｙ_ｏ（ｔ）：吊り荷８のｙ方向位置［ｍ］、θ（ｔ）：吊り荷８の振れ角［ｒａｄ］、ｋ_ｔ：トロリ７の等価的ばね定数［Ｎ／ｍ］、ｃ_ｔ：トロリ７の等価的減衰係数［Ｎ・ｓ／ｍ］、Ｋ_ｐｐ：インバータ相当速度ゲイン、ｇ：重力加速度［ｍ／ｓ^２］、ｔ：時間［ｓ］である。尚、添字ｔはトロリを、添字ｏは吊り荷を表す。

トロリ７のもつ運動エネルギーＴ_ｔ、位置エネルギーＶ_ｔ、トロリ７にかかる外力Ｐ_ｔは以下の通りである。ここで、変数の上部に記したドット記号（・）は、その変数の導関数（時間による微分値）を表す。尚、ドット記号が二個付されている場合には、その変数の二次導関数を表す。

吊り荷８のもつ運動エネルギーＴ_ｏ、位置エネルギーＶ_ｏ、吊り荷８にかかる外力Ｐ_ｏは以下の通りである。

上記［数１］、［数２］をラグランジュ方程式に当てはめて運動方程式を導出する。ｑ_ｉを一般化座標とすると、ラグランジュ方程式は以下の通りである。

上記［数３］より、以下の運動方程式が求まる。

Ｍは２×２の質量行列、Ｃは２×２の減衰行列、Ｋは２×２の剛性行列、Ｆは２×１の入力行列である。

さらに、状態量ｘを

として展開すると、状態方程式および出力方程式は以下の通りとなる。

ここで、上記状態方程式は力入力であるが、実機においてはトロリ７はインバータ３２を介した横行操作速度指令によって駆動される。そこで、インバータ３２の速度制御ゲイン相当をＫ_ｐｐとし、図７に示すブロック線図により速度制御を実現する。よって、上記［数６］の状態方程式は、以下の速度制御入力モデルの状態方程式で表現できる。

上記［数６］の出力方程式および［数７］の状態方程式に基づき、カルマンフィルタ３３を設計する。カルマンフィルタ３３の制御対象とするトロリ式クレーンは、［数６］および［数７］に共分散行列で定義されるプロセスノイズｗおよび観測ノイズｖを加味し、以下の状態方程式および出力方程式で与えられる。

プロセスノイズｗは、数式モデルでシミュレートされる挙動と実際の挙動との誤差である。このプロセスノイズｗの大きさを共分散行列Ｑで設定する。共分散行列Ｑの算出は、プロセスノイズｗの各成分の標準偏差σ_ｗを設定することで行う。

尚、プロセスノイズの要因としては、風などの外乱、モデル化に伴う誤差、運動方程式を離散化することによる誤差、制御装置における計算誤差などが考えられる。

観測ノイズｖについても、その大きさを共分散行列Ｒで設定する。上記プロセスノイズｗの場合と同様、共分散行列Ｒの算出は、観測ノイズｖの各成分の標準偏差σ_ｖを設定することで行う。

尚、観測ノイズの要因としては、センサ固有の電気的なノイズやドリフト、１質点振り子振動以外のロープやその他機械の振動などが考えられる。

カルマンフィルタ３３内部において実行される制御演算について、図８を参照しながら説明する。制御演算の実行にあたっては、まずステップＳ１として、上記プロセスノイズｗと観測ノイズｖ、およびその共分散行列Ｑ、Ｒについて、各成分の具体的な数値を設定する。これらの数値については、経験的に決定する。

さらに、カルマンフィルタ３３内部における数式モデル３４の状態量

の初期値

および初期共分散ＣｏｖＸ_０を以下の通り設定する。ここで、ハット記号（＾）は上記モデルを用いた予測値であることを表す。

次に、ステップＳ２として、上記クレーンモデル３４（［数８］参照）における係数行列の離散化を行い、離散化した係数行列Ａ_ｔ、Ｂ_ｔ、Ｃ_ｔを導出する。尚、この演算における添字ｔは離散的な時間を表す。

次に、ステップＳ３として、現時点（ｔ時刻）における内部状態の推定結果から、Δｔ時間後（ｔ＋Δｔ時刻）における内部状態と観測値を以下の通り予測する。尚、Δｔは制御演算周期を表す。ここで、制御入力にはトロリ７への横行操作速度指令Ｖ_ｒｅｆではなく、トロリ７の実際の速度であるセンサ検出値Ｖ_ｆｂを用いる。初期演算時の内部状態としては上記［数１２］の値を用いる。

さらに、ステップＳ４として、Δｔ時間後（ｔ＋Δｔ時刻）における内部状態と観測値の共分散を予測する。ここで、各共分散にはプロセスノイズ、観測ノイズが含まれるため、共分散の予測値は以下の通りとなる。

ステップＳ５として、内部状態の修正量の重みとなるカルマンゲインＫ_ｔ＋Δｔを算出する。このカルマンゲインは上記［数１５］で算出した共分散から構成され、プロセスノイズを含む。

ステップＳ６として、内部状態を予測した観測値と、実際の観測値とから、内部状態の推定値を下記［数１７］により更新する。ここで更新した推定値は、次の演算周期のステップＳ３において代入される。

さらにステップＳ７として、内部状態の共分散を以下の［数１８］により更新する。ここで更新した推定値は、次の演算周期のステップＳ４において代入される。

ステップＳ７までの演算が終了したら、ステップＳ２に戻り、内部状態およびその共分散を修正しながらステップＳ２からＳ７までの工程を上記演算周期で繰り返す。これにより、吊り荷８の振れ角θをリアルタイムで正確に推定することができる。

図９は、グラブバケット式アンローダの実験機において、上記工程により予測した吊り荷の振れ角のデータと、実際の振れ角のデータとを比較して示す線図である。尚、本比較検証試験に用いた実験機は、グラブバケット式アンローダの実機のサイズを縮小して製作したスケールダウン型のものである。一点鎖線で示されるのがシーブ荷重検出器２５から入力される荷重信号２５ａに基づく推定振れ角θ_Ｔであり、破線で示されるのが推定振れ角θ_Ｔから上記カルマンフィルタ処理工程により予測した振れ角予測値

である。実線はシーブ荷重検出器（ロードセル）２５とは別のセンサにより検出した振れ角を示しており、これが真値であると仮定することができる。破線で示される振れ角予測値は、実線で示される真値とよく適合していることがわかる。このように、本実施例においては、巻上シーブ１７，１７'や開閉シーブ２１，２１'にかかる張力から吊り荷８の振れ角を推定し、さらにカルマンフィルタ３３による処理を行って吊り荷８の振れ角を予測しているので、上記特許文献１、２等に記載されているような複雑な機構や高価な機器を用いることなく、単純で安価な機器により吊り荷８の振れ角を精度良く予測することができる。しかも、カルマンフィルタ３３はトロリ式クレーンをばねマスダンパの１質点系モデルと仮定した数式モデル３４に対して設計されるので、簡単なクレーンモデル３４で精度の高い振れ角予測値を得ることができる。

カルマンフィルタ３３を用いた上記工程により得られた振れ角θの予測値（上記［数１９］）を利用し、上記クレーンモデル３４に対して、吊り荷の吊下ロープ長ｌの変動に対応したゲインスケジュールＨ_∞制御器３５（図４参照）を導出し、該ゲインスケジュールＨ_∞制御器３５により振れ止めフィードバック制御速度指令ｕ_ｆｂを生成する（図４参照）。ゲインスケジュールＨ_∞制御器３５の導出は、ＬＴＩ（線形時不変）端点制御器を補間してスケジューリングを行う端点法と呼ばれる定式化された手法により行う。

ゲインスケジュールＨ_∞制御器３５は、ＬＰＶ（線形パラメータ変動系）モデルを導出し、該ＬＰＶモデルに対してＬＭＩ（線形行列不等式）を用いて求められる。

ＬＰＶモデルの導出について以下に説明する。まず、［数６］［数７］より、制御対象であるトロリ式クレーンの速度制御入力モデルの状態方程式および出力方程式は、以下の［数２０］で表すことができる。

尚、

は零行列である。

ここで、ＬＭＩに基づくゲインスケジュールＨ_∞制御器３５を設計する上で、制御入力行列Ｂ_ｐｐは不変でなければならないという制約がある。しかし、Ｂ_ｐｐは吊下ロープ長ｌを成分として含んでおり、この吊下ロープ長ｌは変動パラメータであり、上記［数２０］をゲインスケジュールＨ_∞制御器３５にそのまま使用することはできない。そこで、上記［数２０］の速度制御入力モデルに対して１次のローパスフィルタ（ＬＰＦ）を図１０に示すように加味する。これにより、上記［数２０］は以下に示す拡大系の状態方程式および出力方程式で表現でき、ＬＰＦの係数行列
Ｄ_ｆ＝０
により入力行列Ｂ_Ｓを不変とすることができる。

拡大プラントのシステム行列Ａ_ｓに行列Ｂ_ｐｐのパラメータ変動を含めた上記［数２２］を制御設計モデルとし、これに対してＬＰＶモデルを導出する。

上記［数２２］中のシステム行列Ａ_Ｓは、同行列の（４，１）成分であるパラメータＺの定数倍である変動成分と、その他の定数成分に分けられ、以下のように表せる。

よって、上記［数２２］の状態方程式は、［数２３］のシステム行列Ａ_Ｓを用い、ＬＰＶモデルとして下記［数２４］のように式変形できる。尚、Ａ_Ｓ０は行列Ａ_ＳからＺによって変動する成分を取り除いた定数項のみを集めた行列であり、Ａ_Ｚは行列Ａ_ＳからＡ_Ｓ０を除くＺの係数のみに依存する行列である。

上記［数２４］で定義されるＬＰＶモデルＰ_ｓ（Ｚ）に対して、Ｈ_∞端点制御器Ｋ_{ｉ（ｉ＝１，２）}を導出する。Ｈ_∞端点制御器Ｋ_ｉを導出するにあたっては、まず一般化プラントを図１１のように定義する。Ｗ_Ｔ、Ｗ_ｓ、Ｄ_Ｗは制御仕様を設計に反映させるための設計パラメータ（周波数重み）であり、それぞれ次の意味を持つ。Ｗ_Ｔは、数学モデルと実機との誤差であるモデル化誤差を補うための重み付けである。Ｗ_ｓ（Ｗ_ｓ１、Ｗ_ｓ２）は、トロリの位置決め、吊り荷の振れ止めに対する重み付けである。Ｄ_ｗは、標準Ｈ_∞制御の仮定を満たすために導入している。ｗ_１、ｗ_２はそれぞれ外乱および仮想的な観測ノイズを示し、ｚ_１、ｚ_２は制御量を示す。

Ｈ_∞端点制御器Ｋ_ｉの導出とは、図１１の一般化プラントの一巡伝達関数をＧ（ｓ）としたとき、仮想的な外乱ｗから制御量ｚ_１、ｚ_２までのＨ_∞ノルムを１未満とする以下の不等式（Ｈ_∞制御問題）を解くことである。

ここで、ｗからｚ_１までの伝達関数は以下の通りとなる。

Ｔ_ｍは相補感度関数と呼ばれるもので、以下の式を満たすことでロバスト安定性が満たされるとされる。

ｗからｚ_２までの伝達関数は以下の通りとなる。

Ｓ_ｍは整定関数と呼ばれるもので、これが小さいほど応答性が良いとされる。なるべく小さな定数をγとした以下の式を満足させるよう制御器を設計する。

［数２６］〜［数２９］により、［数２５］は以下のように書き換えることができる。

設計パラメータＷ_Ｔ、Ｗ_Ｓについては、最初に適当に決定した値で一義的に制御器Ｋ_ｉを導出し、閉ループ系の数値シミュレーションや実験応答により、最終的なＷ_Ｔ、Ｗ_Ｓを決定する。Ｗ_Ｔ、Ｗ_Ｓが決定すると、設計プログラムにより連続時間系のＨ_∞端点制御器Ｋ_１、Ｋ_２が以下の式で定まるので、この制御器Ｋ_１、Ｋ_２を制御装置に実装する。

上で求めた連続時間系の制御器Ｋ_ｉを制御装置２７に実装し、吊り荷８の吊下ロープ長ｌに依存するパラメータＺを用いて、制御周期毎に以下の式の凸補間による線形補間によりゲインスケジューリングを行う。これにより、リアルタイムでゲインスケジュールＨ_∞制御器Ｋを求める。

尚、ここで求められるゲインスケジュールＨ_∞制御器Ｋは連続時間制御器であるため、ゲインスケジュール演算と同時に制御装置の制御周期Δｔ毎に離散化する必要がある。離散時間制御器をパデ近似により求め、所望の離散時間ゲインスケジュールＨ_∞制御器Ｋ_ｄを導出する。この離散時間制御器Ｋ_ｄを通すことにより、振れ止めフィードバック制御速度指令ｕ_ｆｂが生成される。

実設計において、上記［数３１］の連続時間系のＨ_∞端点制御器を導出するにあたっては、制御設計ソフトのＭａｔｌａｂ（登録商標）を利用することができる。これにより、［数３１］の連続時間Ｈ_∞端点制御器Ｋ_１、Ｋ_２がバイナリファイル形式で得られるので、このバイナリファイルを制御装置２７に実装し、上記演算を制御装置２７において制御周期ごとに行うことで、ゲインスケジュールＨ_∞制御器３５として最終的な離散時間制御器Ｋ_ｄが求まる。

このようにしてゲインスケジュールＨ_∞制御器３５の導出により生成された振れ止めフィードバック制御速度指令ｕ_ｆｂは、図４に示す如く、線形結合制御部３６においてトロリ７への横行操作速度指令Ｖ_ｒｅｆと所定の割合で線形結合され、振れ止め制御速度指令ｕが生成される。振れ止め制御速度指令ｕは制御装置２７から制御信号２７ａとしてインバータ３２に出力され、制御信号２７ａの入力を受けたインバータ３２がモータ３１を介して前記ウインチドラムを駆動する。これにより、トロリ７の横行速度を指令速度に保ちながら吊り荷８の振れ角を零に収束させることができる。

上記した振れ止め制御の効果を検証した試験結果の一例を図１２に示す。図１２は、上述のグラブバケット式アンローダのスケールダウン型の実験機を用いて振れ止め制御の効果を検証したデータであり、トロリ式クレーンであるグラブバケット式アンローダの実験機において、吊り荷であるグラブバケット８を海側（ハッチ領域、図１における運搬船９の上空付近）から陸側（ホッパ領域、図１におけるホッパ１０の上空付近）まで、振れ止め制御を用いた運転により往復させた場合の挙動を示している。（ａ）がトロリ７やグラブバケット８に対する速度指令、（ｂ）がトロリ７の横行位置、（ｃ）が吊り荷であるグラブバケット８の振れ角をそれぞれ示している。

本試験では、Ｔｉｍｅ＝０［ｓｅｃ］の時点においてトロリ７はハッチ領域（（ｂ）における１４ｍ付近の位置）にあり、グラブバケット８には初期振れがある。この状態から、トロリ７を陸側のホッパ領域に向けて横行させる。Ｔｉｍｅ＝５［ｓｅｃ］からＴｉｍｅ＝約１５［ｓｅｃ］にかけて、（ａ）に示す如くトロリ７に対して速度指令が与えられ、該速度指令に従い、（ｂ）に示す如くトロリ７はホッパ領域（（ｂ）における５ｍ付近の位置）へ近づく。

ここで、本試験では、トロリ７がハッチ領域に近づいたＴｉｍｅ＝約１３［ｓｅｃ］付近の時点からトロリ７の減速を開始し、この減速時に（ａ）に実線で示す如く、トロリ７に対して振れ止め制御を実施している。すると、Ｔｉｍｅ＝約１３［ｓｅｃ］からＴｉｍｅ＝約１５［ｓｅｃ］にかけて、（ｃ）に示す如く、グラブバケット８の振れ角は速やかに零へと収束し、トロリ７がホッパ領域に到達するＴｉｍｅ＝１５［ｓｅｃ］付近の時点では、グラブバケット８の振れ角はほぼ零となっている。

トロリ７がホッパ領域に到着した後、本試験では、Ｔｉｍｅ＝約１５［ｓｅｃ］からＴｉｍｅ＝約２０［ｓｅｃ］にかけて、グラブバケット８の開き動作を行っている。この間も、トロリ７に対して振れ止め制御を行うことで、グラブバケット８の振れ角をほぼ零に保っている。

次に、Ｔｉｍｅ＝約２０［ｓｅｃ］の時点から、トロリ７をホッパ領域からハッチ領域へ横行させる。（ｃ）に示す如く、Ｔｉｍｅ＝約２０［ｓｅｃ］付近の時点でトロリ７の横行開始に伴いグラブバケット８に振れ角が発生するが、Ｔｉｍｅ＝約２４［ｓｅｃ］付近の時点から、トロリ７の減速を行うと同時に振れ止め制御を実施すると、グラブバケット８の振れ角は速やかに零へと収束し、トロリ７がハッチ領域へ到達するＴｉｍｅ＝約２７［ｓｅｃ］付近の時点では、振れ角は再びほぼ零となる。

このように、吊り荷に初期振れがある状態からでも、ホッパ領域またはハッチ領域への到着時点で、荷役がスムーズに実行できる許容振れ幅の範囲にまで吊り荷の振れを即座に低減できており、上述の振れ止め制御の十分な効果を確認することができる。尚、吊り荷に初期振れがない場合には、当然ながら初期振れがある場合以上の効果を確認できる。

このように、本実施例においては、ガーダ５やブーム６上を横行するトロリ７と、該トロリ７から複数のロープ（巻上ロープ１６，１６'、開閉ロープ２０，２０'）により吊り下げられる吊り荷８と、前記複数のロープを駆動しトロリ７を横行させるウインチドラム（巻上ドラム１５，１５'、開閉ドラム１９，１９'）とを備えたトロリ式クレーンの振れ止め制御方法に関し、前記複数のロープの途中に各々備えられたシーブ（巻上シーブ１７，１７'、開閉シーブ２１，２１'）にシーブ荷重検出器２５を取り付けて前記ロープの張力を検出し、該張力から推定振れ角θ_Ｔを算出し、該推定振れ角に対してカルマンフィルタ３３による処理を行って吊り荷８の振れ角予測値を算出し、該振れ角予測値を用いてトロリ７に対し前記吊り荷８の振れを抑えるフィードバック制御を行うので、単純で安価な機構により、吊り荷８の振れ角を精度良く予測することができる。

また、本実施例においては、トロリ式クレーンをばねマスダンパの１質点系モデルと仮定して定義した数式モデル３４に対して前記カルマンフィルタ３３を設計するので、単純な数式モデル３４で精度の高い振れ角予測値を得ることができる。

また、本実施例においては、前記振れ角予測値に加え、トロリ７の横行位置ｘ、トロリ７の横行方向速度Ｖ、吊り荷８の吊下ロープ長ｌを用いてゲインスケジュールＨ_∞制御器３５を導出し、該ゲインスケジュールＨ_∞制御器３５によりトロリ７に対する振れ止め制御速度指令ｕを求めるので、システム全体に対して外乱やモデル化誤差を考慮したロバストな制御系を構築できる。

また、本実施例においては、ゲインスケジュールＨ_∞制御器３５からの振れ止めフィードバック制御速度指令ｕ_ｆｂと、トロリ７に対する横行操作速度指令Ｖ_ｒｅｆとを線形結合した振れ止め制御速度指令ｕによりトロリ７の制御を行うので、トロリ７への横行操作速度指令Ｖ_ｒｅｆに基づいてトロリ７を横行させながら、吊り荷８の推定振れ角θ_Ｔをもとに吊り荷８の振れ角を零に収束させることができる。

従って、上記本実施例によれば、コストやメンテナンスの問題を低減しつつ、吊り荷に対して好適に振れ止め制御を行い得る。

尚、本発明のトロリ式クレーンの振れ止め制御方法及び装置は、上述の実施例にのみ限定されるものではなく、例えば、上記実施例ではグラブバケット式アンローダを例にとって説明したが、トロリ式クレーンであれば各形式のクレーンに対して適用し得ること等、本発明の要旨を逸脱しない範囲内において種々変更を加え得ることは勿論である。

５ ガーダ
６ ブーム
７ トロリ
８ 吊り荷（グラブバケット）
１５，１５' ウインチドラム（巻上ドラム）
１６，１６' ロープ（巻上ロープ）
１７，１７' シーブ（巻上シーブ）
１９，１９' ウインチドラム（開閉ドラム）
２０，２０' ロープ（開閉ロープ）
２１，２１' シーブ（開閉シーブ）
２５ シーブ荷重検出器
２６ 吊り荷現状位置検出器
２７ 制御装置
３３ カルマンフィルタ
３４ 数式モデル
３５ ゲインスケジュールＨ_∞制御器

Claims (8)

1. ガーダやブーム上を横行するトロリと、該トロリから複数のロープにより吊り下げられる吊り荷と、前記複数のロープを駆動し前記トロリを横行させるウインチドラムとを備えたトロリ式クレーンの振れ止め制御方法であって、
   前記複数のロープの途中に各々備えられたシーブにシーブ荷重検出器を取り付けて前記ロープの張力を検出し、該張力から推定振れ角を算出し、該推定振れ角に対してカルマンフィルタによる処理を行って吊り荷の振れ角予測値を算出し、該振れ角予測値を用いて前記トロリに対し前記吊り荷の振れを抑えるフィードバック制御を行うことを特徴とするトロリ式クレーンの振れ止め制御方法。
2. トロリ式クレーンをばねマスダンパの１質点系モデルと仮定して定義した数式モデルに対して前記カルマンフィルタを設計することを特徴とする請求項１に記載のトロリ式クレーンの振れ止め制御方法。
3. 前記振れ角予測値に加え、前記トロリの横行位置、前記トロリの横行方向速度、前記吊り荷の吊下ロープ長を用いてゲインスケジュールＨ_∞制御器を導出し、該ゲインスケジュールＨ_∞制御器により前記トロリに対する振れ止めフィードバック制御速度指令を求めることを特徴とする請求項１又は２に記載のトロリ式クレーンの振れ止め制御方法。
4. 前記ゲインスケジュールＨ_∞制御器からの振れ止めフィードバック制御速度指令と、前記トロリに対する横行操作速度指令とを線形結合した振れ止め制御速度指令により前記トロリの制御を行うことを特徴とする請求項３に記載のトロリ式クレーンの振れ止め制御方法。
5. ガーダやブーム上を横行するトロリと、該トロリから複数のロープにより吊り下げられる吊り荷と、前記複数のロープを駆動し前記トロリを横行させるウインチドラムとを備えたトロリ式クレーンの振れ止め制御装置であって、
   前記複数のロープの途中に各々備えられたシーブと、
   該シーブに取り付けられて前記ロープの張力を検出するシーブ荷重検出器と、
   前記ロープの張力から推定振れ角を算出し、該推定振れ角に対してカルマンフィルタによる処理を行って吊り荷の振れ角予測値を算出し、該振れ角予測値を用いて前記トロリに対し前記吊り荷の振れを抑えるフィードバック制御を行うよう構成された制御装置と
   を備えたことを特徴とするトロリ式クレーンの振れ止め制御装置。
6. トロリ式クレーンをばねマスダンパの１質点系モデルと仮定して定義した数式モデルに対して前記カルマンフィルタを設計し、前記制御装置に実装したことを特徴とする請求項５に記載のトロリ式クレーンの振れ止め制御装置。
7. 前記トロリの横行位置や前記吊り荷の吊下げロープ長を検出する吊り荷現状位置検出器を備え、前記振れ角予測値に加えて前記トロリの横行位置、前記トロリの横行方向速度、前記吊り荷の吊下ロープ長を用いてゲインスケジュールＨ_∞制御器を導出し、該ゲインスケジュールＨ_∞制御器により前記トロリに対する振れ止めフィードバック制御速度指令を求めるよう前記制御装置を構成したことを特徴とする請求項５又は６に記載のトロリ式クレーンの振れ止め制御装置。
8. 前記ゲインスケジュールＨ_∞制御器からの振れ止めフィードバック制御速度指令と、前記トロリに対する横行操作速度指令とを線形結合した振れ止め制御速度指令により前記トロリの制御を行うよう前記制御装置を構成したことを特徴とする請求項７に記載のトロリ式クレーンの振れ止め制御装置。

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