JP2512821B2 - クレ―ンの旋回停止制御方法および装置 - Google Patents
クレ―ンの旋回停止制御方法および装置Info
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- JP2512821B2 JP2512821B2 JP7529490A JP7529490A JP2512821B2 JP 2512821 B2 JP2512821 B2 JP 2512821B2 JP 7529490 A JP7529490 A JP 7529490A JP 7529490 A JP7529490 A JP 7529490A JP 2512821 B2 JP2512821 B2 JP 2512821B2
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- turning
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Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は、旋回可能なブームを備えたクレーンにおい
て、停止時に吊り荷の振れを残すことなく上記旋回を制
動、停止させるための方法および装置に関するものであ
る。
て、停止時に吊り荷の振れを残すことなく上記旋回を制
動、停止させるための方法および装置に関するものであ
る。
いわゆる旋回式のクレーンでは、ブームの停止時に吊
り荷の振れを残すことなくブームの旋回を制動、停止さ
せることが重要であるが、従来、このような旋回停止は
熟練者による手動操作で行われているため、その負担の
軽減、およびより確実な安全性の確保が大きな課題とさ
れている。
り荷の振れを残すことなくブームの旋回を制動、停止さ
せることが重要であるが、従来、このような旋回停止は
熟練者による手動操作で行われているため、その負担の
軽減、およびより確実な安全性の確保が大きな課題とさ
れている。
また、旋回方向で定格荷重の変るクレーンにおいて
は、クレーンが過負荷状態にならないように、ブームの
旋回の制動、停止を自動的に行いたいという要求もあ
る。
は、クレーンが過負荷状態にならないように、ブームの
旋回の制動、停止を自動的に行いたいという要求もあ
る。
そこで、特開昭61−211295号公報には、荷振れ量を計
測するためのセンサをオブサーバとして設置し、その検
出結果に基づいて旋回速度をフィードバック制御するよ
うにしたものが示されている。
測するためのセンサをオブサーバとして設置し、その検
出結果に基づいて旋回速度をフィードバック制御するよ
うにしたものが示されている。
クレーンの旋回に伴う荷振れ量は、風その他の外的条
件によっても変化するものであるため、上記のようなフ
ィードバック制御でのクレーンの旋回を適確に制動、停
止させるのは難しい。しかも、上記荷振れ量を高精度で
計測するのは非常に困難であり、実現性にも問題があ
る。
件によっても変化するものであるため、上記のようなフ
ィードバック制御でのクレーンの旋回を適確に制動、停
止させるのは難しい。しかも、上記荷振れ量を高精度で
計測するのは非常に困難であり、実現性にも問題があ
る。
また、このようなクレーンの旋回はなるべく短時間で
制動、停止させることが望ましいが、その反面、大きな
減速度でクレーンを制動すると、吊り荷やブーム自身に
旋回方向の慣性力が作用し、ブームに対して横曲げ方向
に大きな負担がかかることになる。
制動、停止させることが望ましいが、その反面、大きな
減速度でクレーンを制動すると、吊り荷やブーム自身に
旋回方向の慣性力が作用し、ブームに対して横曲げ方向
に大きな負担がかかることになる。
本発明は、このような事情に鑑み、停止時に荷振れを
残すことなく、しかもブームの横曲げ強度を考慮に入れ
ながら、短時間でブームの旋回を制動、停止させること
ができるクレーンの旋回停止制御方法および装置を提供
することを目的とする。
残すことなく、しかもブームの横曲げ強度を考慮に入れ
ながら、短時間でブームの旋回を制動、停止させること
ができるクレーンの旋回停止制御方法および装置を提供
することを目的とする。
本発明は、旋回可能なクレーンの所定位置に吊り荷が
吊下げられるクレーンの旋回停止制御方法であって、吊
り荷の旋回半径、重量、ブームの慣性モーメント、およ
びブームの許容荷重からブームの横曲げ強度に基づく旋
回角加速度の許容条件を算出し、次いで、次式に示され
る角加速度βでブームの旋回を制動、停止させるもので
ある。
吊下げられるクレーンの旋回停止制御方法であって、吊
り荷の旋回半径、重量、ブームの慣性モーメント、およ
びブームの許容荷重からブームの横曲げ強度に基づく旋
回角加速度の許容条件を算出し、次いで、次式に示され
る角加速度βでブームの旋回を制動、停止させるもので
ある。
β＝−ωΩ0/2nπ ここでｎはβが上記許容条件を満たすような最小の自
然数、Ω０が旋回停止制御開始前のブームの旋回角速
度、 であり、ｇは重力角速度、ｌは吊り荷の振れ半径を示
す。
然数、Ω０が旋回停止制御開始前のブームの旋回角速
度、 であり、ｇは重力角速度、ｌは吊り荷の振れ半径を示
す。
また、この方法を実現する装置として、吊り荷の旋回
半径、重量、ブームの慣性モーメント、およびブームの
許容荷重からブームの横曲げ強度に基づく旋回角加速度
の許容条件を算出する許容条件算出手段と、この許容条
件に基づいて上式に示されるブームの旋回角加速度β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βでクレーンの旋回を制動、停止させる制動手
段とを備えたものである。
半径、重量、ブームの慣性モーメント、およびブームの
許容荷重からブームの横曲げ強度に基づく旋回角加速度
の許容条件を算出する許容条件算出手段と、この許容条
件に基づいて上式に示されるブームの旋回角加速度β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βでクレーンの旋回を制動、停止させる制動手
段とを備えたものである。
上記構成によれば、ブームの許容荷重等の諸条件に基
づいて、ブームの横曲げ強度に基づく旋回角加度の条件
が算出されるとともに、この条件を満たす範囲で、停止
時に荷振れを残すことなく、かつ短時間でクレーンを制
動、停止させることができる旋回角加速度が算出され、
同角加速度によってクレーンの旋回停止制御が行われ
る。
づいて、ブームの横曲げ強度に基づく旋回角加度の条件
が算出されるとともに、この条件を満たす範囲で、停止
時に荷振れを残すことなく、かつ短時間でクレーンを制
動、停止させることができる旋回角加速度が算出され、
同角加速度によってクレーンの旋回停止制御が行われ
る。
本発明の一実施例を図面に基づいて説明する。
第４図に示されるクレーン10は、鉛直方向の旋回軸10
1回りに旋回可能なブームフット102を備え、このブーム
フット102に、Ｎ個のブーム部材B1〜NNからなる伸縮可
能なブームＢが取付けられている。このブームＢは、水
平方向の回動軸103を中心に回動可能（起伏可能）に構
成され、その先端部（ブームポイント）にロープ104で
吊り荷Ｃが吊下げられている。なお、以下の説明でBn
（ｎ＝1,2,…Ｎ）はブームフット102側から数えてｎ番
目のブーム部材を示すものとする。
1回りに旋回可能なブームフット102を備え、このブーム
フット102に、Ｎ個のブーム部材B1〜NNからなる伸縮可
能なブームＢが取付けられている。このブームＢは、水
平方向の回動軸103を中心に回動可能（起伏可能）に構
成され、その先端部（ブームポイント）にロープ104で
吊り荷Ｃが吊下げられている。なお、以下の説明でBn
（ｎ＝1,2,…Ｎ）はブームフット102側から数えてｎ番
目のブーム部材を示すものとする。
このクレーンには、第１図に示されているように、ブ
ーム長センサ12、ブーム角センサ14、吊上荷重センサ1
5、ロープ長センサ16、角速度センサ18、演算制御装置2
0、および旋回駆動用の油圧システム30が設けられてい
る。演算制御装置20は、横曲げ評価係数設定手段21、旋
回半径算出手段22、ブーム慣性モーメント算出手段23、
定格荷重算出手段24、吊上荷重算出手段25、負荷慣性モ
ーメント算出手段26、許容角加速度算出手段（許容条件
算出手段）27、旋回角加速度算出手段28、およびモータ
圧力制御手段29を備えている。
ーム長センサ12、ブーム角センサ14、吊上荷重センサ1
5、ロープ長センサ16、角速度センサ18、演算制御装置2
0、および旋回駆動用の油圧システム30が設けられてい
る。演算制御装置20は、横曲げ評価係数設定手段21、旋
回半径算出手段22、ブーム慣性モーメント算出手段23、
定格荷重算出手段24、吊上荷重算出手段25、負荷慣性モ
ーメント算出手段26、許容角加速度算出手段（許容条件
算出手段）27、旋回角加速度算出手段28、およびモータ
圧力制御手段29を備えている。
横曲げ評価係数設定手段21は、ブームＢの横曲げ強度
についての評価係数αを設定するものである。
についての評価係数αを設定するものである。
旋回半径算出手段22は、ブーム長センサ12およびブー
ム角センサ14により各々検出されたブーム長LBおよびブ
ーム角φに基づき吊り荷Ｃの旋回半径Ｒを算出するもの
である。
ム角センサ14により各々検出されたブーム長LBおよびブ
ーム角φに基づき吊り荷Ｃの旋回半径Ｒを算出するもの
である。
ブーム慣性モーメント算出手段23は、上記ブーム長LB
およびブーム角φに基づき各ブーム部材Bnの慣性モーメ
ントInを算出するものである。
およびブーム角φに基づき各ブーム部材Bnの慣性モーメ
ントInを算出するものである。
定格荷重算出手段24は、上記旋回半径算出手段22で算
出された旋回半径Ｒと、上記ブーム長LBとの基づき、定
格荷重メモリ241に記憶されたデータから定格荷重W0を
算出するものである。
出された旋回半径Ｒと、上記ブーム長LBとの基づき、定
格荷重メモリ241に記憶されたデータから定格荷重W0を
算出するものである。
吊上荷重算出手段25は、吊上荷重センサ15により検出
されたブーム倒伏用油圧シリンダの圧力ｐと、上記旋回
半径算出手段22で算出された旋回半径Ｒと、上記ブーム
長LBとに基づき、実際の吊上荷重Ｗを算出するものであ
る。
されたブーム倒伏用油圧シリンダの圧力ｐと、上記旋回
半径算出手段22で算出された旋回半径Ｒと、上記ブーム
長LBとに基づき、実際の吊上荷重Ｗを算出するものであ
る。
負荷慣性モーメント算出手段26は、上記吊上荷重算出
手段25で算出された吊上荷重Ｗと、上記旋回半径Ｒとに
基づき、負荷（吊り荷Ｃ）の慣性モーメントIWを算出す
るものである。
手段25で算出された吊上荷重Ｗと、上記旋回半径Ｒとに
基づき、負荷（吊り荷Ｃ）の慣性モーメントIWを算出す
るものである。
許容角加速度算出手段27は、上記負荷慣性モーメント
IW、ブーム慣性モーメントIn、定格荷重W0、並びにブー
ムＢの横曲げ評価係数αから、ブームＢの横曲げ強度に
基づく許容角加速度β１を算出するものである。
IW、ブーム慣性モーメントIn、定格荷重W0、並びにブー
ムＢの横曲げ評価係数αから、ブームＢの横曲げ強度に
基づく許容角加速度β１を算出するものである。
旋回角加速度算出手段28は、ロープ長センサ16の検出
結果より求められる吊り荷Ｃの振れ半径ｌ、角速度セン
サ18により検出されるブームＢの旋回角速度Ω、並びに
上記許容角加速度β１に基づいて、実際に旋回を制動、
停止させるための旋回角加速度βを算出するものであ
る。
結果より求められる吊り荷Ｃの振れ半径ｌ、角速度セン
サ18により検出されるブームＢの旋回角速度Ω、並びに
上記許容角加速度β１に基づいて、実際に旋回を制動、
停止させるための旋回角加速度βを算出するものであ
る。
モータ圧力制御手段29は、上記旋回角加速度βに基づ
いて油圧モータの制動圧力PBを設定し、油圧システム30
に制御信号を出力するものである。
いて油圧モータの制動圧力PBを設定し、油圧システム30
に制御信号を出力するものである。
次に、この演算制御装置20が実際に行う演算内容およ
び制御内容を説明する。
び制御内容を説明する。
旋回半径算出手段22は、まず、ブーム長LBおよびブー
ム角φによってブームＢの撓みを考慮に入れない旋回半
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。
ム角φによってブームＢの撓みを考慮に入れない旋回半
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。
ブーム慣性モーメント算出手段23は、各ブーム部材Bn
の慣性モーメントInを次式に基づいて算出する。
の慣性モーメントInを次式に基づいて算出する。
In＝Ino・cos2φ＋（Wn/g）・Rn2 ここで、Inoはφ＝０の状態における各ブーム部材Bn
の重心回りの慣性モーメント（定数）を示し、Wnは各ブ
ーム部材Bnの自重、ｇは重力加速度、Rnは各ブーム部材
Bnの重心の旋回半径を示す。
の重心回りの慣性モーメント（定数）を示し、Wnは各ブ
ーム部材Bnの自重、ｇは重力加速度、Rnは各ブーム部材
Bnの重心の旋回半径を示す。
一方、負荷慣性モーメント算出手段26は、吊上荷重Ｗ
と上記旋回半径Ｒとに基づき、負荷慣性モーメントIWを
算出する。具体的に、負荷慣性モーメントIWは次式で表
わされる。
と上記旋回半径Ｒとに基づき、負荷慣性モーメントIWを
算出する。具体的に、負荷慣性モーメントIWは次式で表
わされる。
IW＝（W/g）R2 以上のようにして算出されたデータに基づき、許容角
加速度算出手段27は、次のように許容角加速度β１を求
める。
加速度算出手段27は、次のように許容角加速度β１を求
める。
一般に、クレーン10のブームＢおよびブームフット10
2は十分な強度を有しているが、ブーム長LB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。この横曲げ力による強度的
な負担はブームフット102付近で最大となるので、ここ
では、旋回軸101回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。
2は十分な強度を有しているが、ブーム長LB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。この横曲げ力による強度的
な負担はブームフット102付近で最大となるので、ここ
では、旋回軸101回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。
具体的に、旋回制動時のブームＢの角加速度をβ′、
吊り荷Ｃの角加速度をβ″とすると、ブームＢの旋回に
起因してその旋回中心に作用するモーメントNBは次式で
表される。
吊り荷Ｃの角加速度をβ″とすると、ブームＢの旋回に
起因してその旋回中心に作用するモーメントNBは次式で
表される。
ここで、Ｗは吊り荷Ｃの重量を示す。一方、ブームＢ
の横曲げ強度についての許容条件は次の式で表され
る。
の横曲げ強度についての許容条件は次の式で表され
る。
NB/R≦αW0 … この式に式を代入すると、 一方、吊り荷Ｃの荷振れがなく、かつブームＢと吊り
荷Ｃがともに角速度Ω０で旋回している状態からブーム
Ｂを以下に示す条件で等角加速度で制動した場合、上記
ブームＢの角加速度β′および吊り荷Ｃの角加速度β″
は、第５図に示されるような関係を有することが確認さ
れている。
荷Ｃがともに角速度Ω０で旋回している状態からブーム
Ｂを以下に示す条件で等角加速度で制動した場合、上記
ブームＢの角加速度β′および吊り荷Ｃの角加速度β″
は、第５図に示されるような関係を有することが確認さ
れている。
この図は、後述の式において導入される自然数ｎを
１とした場合のブームＢの角加速Ωおよび吊り荷Ｃの角
速度ΩＷを各々実線51および破線52で示したものであ
る。この図に示されるように、制動を開始してから時間
ｔ＝ＴでブームＢが完全停止するような等角加速度停止
制御を行った場合、ブームＢの角加速Ωは直線的に減少
するのに対し、吊り荷Ｃの角速度ΩＷは、制動開始直後
と停止直前では緩やかに、中間領域では急激に減少す
る。すなわち、吊り荷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を経過した時点でブームＢの角速度Ωと等し
くなる。しかも、この時点で吊り荷Ｃの角加速度β″は
ブームＢの角加速度β′の２倍となる。
１とした場合のブームＢの角加速Ωおよび吊り荷Ｃの角
速度ΩＷを各々実線51および破線52で示したものであ
る。この図に示されるように、制動を開始してから時間
ｔ＝ＴでブームＢが完全停止するような等角加速度停止
制御を行った場合、ブームＢの角加速Ωは直線的に減少
するのに対し、吊り荷Ｃの角速度ΩＷは、制動開始直後
と停止直前では緩やかに、中間領域では急激に減少す
る。すなわち、吊り荷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を経過した時点でブームＢの角速度Ωと等し
くなる。しかも、この時点で吊り荷Ｃの角加速度β″は
ブームＢの角加速度β′の２倍となる。
これに対し、上記自然数ｎが２以上の場合には、ブー
ムＢの角速度Ωの勾配が1/nとなり、吊り荷Ｃの角速度
ΩＷは制動開始から停止までにｎ周期分の振動を行うこ
とになるが、ｎ＝１の場合と同様に、吊り荷Ｃの角加速
度β″は最小時（絶対値をとれば最大時）でブームＢの
角加速度β′の２倍となる。
ムＢの角速度Ωの勾配が1/nとなり、吊り荷Ｃの角速度
ΩＷは制動開始から停止までにｎ周期分の振動を行うこ
とになるが、ｎ＝１の場合と同様に、吊り荷Ｃの角加速
度β″は最小時（絶対値をとれば最大時）でブームＢの
角加速度β′の２倍となる。
従って、理論的には、β″＝２β′として演算を進め
ることにより、クレーンの安全を確保できることになる
が、実際には旋回制御開始時に吊り荷Ｃが振れている場
合があり、このような振れがあると、制動中の吊り荷Ｃ
の角加速度β″はブームＢの角加速度β′の２倍を超え
ることになる。
ることにより、クレーンの安全を確保できることになる
が、実際には旋回制御開始時に吊り荷Ｃが振れている場
合があり、このような振れがあると、制動中の吊り荷Ｃ
の角加速度β″はブームＢの角加速度β′の２倍を超え
ることになる。
よって、実際の制御を行うにあたっては、安全率を考
慮して、ｋ＞２となるような係数ｋを導入し、β″＝ｋ
β′として演算を進めるのが望ましい。
慮して、ｋ＞２となるような係数ｋを導入し、β″＝ｋ
β′として演算を進めるのが望ましい。
そこで、その式β″＝ｋβ′を上記式に代入する
と、 が得られる。従って、この式を満たす最大の角加速度
β′を許容角加速度β１に設定すればよい。
と、 が得られる。従って、この式を満たす最大の角加速度
β′を許容角加速度β１に設定すればよい。
なお、上記評価係数αは一定の値に定めてもよいが、
ブームＢの撓みなどを考慮して、ブーム長LBや旋回半径
Ｒが大きくなるほど小さい値に設定するようにしてもよ
い。例えば、移動式クレーン構造規格では、「水平動荷
重の値は、移動式クレーンの水平に移動する部分の重量
の５パーセントに相当する荷重、及び定格荷重の５パー
セントに相当する荷重が同一の水平方向に同時に作用す
るものとして演算した値とする。」となっている。
ブームＢの撓みなどを考慮して、ブーム長LBや旋回半径
Ｒが大きくなるほど小さい値に設定するようにしてもよ
い。例えば、移動式クレーン構造規格では、「水平動荷
重の値は、移動式クレーンの水平に移動する部分の重量
の５パーセントに相当する荷重、及び定格荷重の５パー
セントに相当する荷重が同一の水平方向に同時に作用す
るものとして演算した値とする。」となっている。
旋回角加速度算出手段28は、上記のようにして算出さ
れた許容角加速度β１と、ロープ長センサ16および角速
度センサ18の検出結果から求められる荷振れ径ｌおよび
ブーム角速度（減速前の角速度）Ω０とに基づいて、実
際の旋回角加速度βを算出する。
れた許容角加速度β１と、ロープ長センサ16および角速
度センサ18の検出結果から求められる荷振れ径ｌおよび
ブーム角速度（減速前の角速度）Ω０とに基づいて、実
際の旋回角加速度βを算出する。
その算出要領を説明する。まず、クレーン10に吊下げ
られた吊り荷Ｃについて、第２図に示されるような単振
り子のモデルを考える。この系の微分方程式は次式で与
えられる。
られた吊り荷Ｃについて、第２図に示されるような単振
り子のモデルを考える。この系の微分方程式は次式で与
えられる。
＋（g/l）θ＝−/l … Ｖ＝V0＋at … ここで、θは吊り荷Ｃの振れ角、Ｖは時間ｔとともに
変化するブームポイントの旋回速度、V0は同ブームポイ
ントの旋回停止制御開始前の旋回速度（＝ＲΩ０）、ａ
はその加速度を示す。式の両辺を時間ｔで微分して
式の右辺に代入し、初期条件（ｔ＝０でθ＝0,＝０）
の下で積分すると、次の式が得られる。
変化するブームポイントの旋回速度、V0は同ブームポイ
ントの旋回停止制御開始前の旋回速度（＝ＲΩ０）、ａ
はその加速度を示す。式の両辺を時間ｔで微分して
式の右辺に代入し、初期条件（ｔ＝０でθ＝0,＝０）
の下で積分すると、次の式が得られる。
（／ω）２＋（θ＋a/g）２＝（a/g）２ … この式を／ωとθに関する位相平面上に表すと、第
３図に示されるように、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になる。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（点Ｏ）から時間nT（ｎは自然数）後に完全停止する
ように角加速度βを設定すれば、吊り荷Ｃの振れを残さ
ずにクレーンを停止させることができる。一方、上記ω
は重力加速度ｇおよび振れ半径ｌで決定される一定値で
あるため、荷振れの残らない旋回停止制御が可能な角加
速度βは次式より求められることができる。
３図に示されるように、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になる。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（点Ｏ）から時間nT（ｎは自然数）後に完全停止する
ように角加速度βを設定すれば、吊り荷Ｃの振れを残さ
ずにクレーンを停止させることができる。一方、上記ω
は重力加速度ｇおよび振れ半径ｌで決定される一定値で
あるため、荷振れの残らない旋回停止制御が可能な角加
速度βは次式より求められることができる。
β＝−Ω0/nT ＝−ωΩ0/2nπ（ｎは自然数） … また、ブームＢの横曲げ強度に関しては｜β｜≦β１
が条件であるため、この条件を満たす範囲内で最小の自
然数ｎを選択することにより、必要最小時間で荷振れを
残さずにクレーンを制動、停止させるための旋回角加速
度βを得ることができる。
が条件であるため、この条件を満たす範囲内で最小の自
然数ｎを選択することにより、必要最小時間で荷振れを
残さずにクレーンを制動、停止させるための旋回角加速
度βを得ることができる。
モータ圧力制御手段29は、この算出された旋回角加速
度βに基づいて油圧モータ圧力PBを設定し、油圧システ
ム30に制御信号を出力することにより、ブームＢの旋回
制動を行わせる。
度βに基づいて油圧モータ圧力PBを設定し、油圧システ
ム30に制御信号を出力することにより、ブームＢの旋回
制動を行わせる。
この油圧モータ圧力PBの算出要領の一例を示す。い
ま、ブームＢ以外の旋回部材に関する慣性モーメントの
総和をIuとすると、旋回制動を必要なトルクTBは、 となる。一方、このトルクTBは油圧モータ側の条件（油
圧モータの差圧ΔＰ）とは第６図の実線60に示されるよ
うな関係にあり、式で表わすと次のようになる。
ま、ブームＢ以外の旋回部材に関する慣性モーメントの
総和をIuとすると、旋回制動を必要なトルクTBは、 となる。一方、このトルクTBは油圧モータ側の条件（油
圧モータの差圧ΔＰ）とは第６図の実線60に示されるよ
うな関係にあり、式で表わすと次のようになる。
ｉ）−ΔP0≦ΔＰ＜P1の場合 TB＝（ΔＰ＋ΔP0）・QH/200π … ii）ΔＰ≧P1の場合 TB＝（ΔＰ・QH/200π）・i0・ηｍ … ただし、QH:モータ容量 i0:総減速比 ηm:機械効率 ΔP0:モータの無負荷での損失圧力 なお、上記モータ差圧ΔP1は、式で表わされる直線
と式で表わされる直線との交点におけるΔＰの値を示
す。
と式で表わされる直線との交点におけるΔＰの値を示
す。
従って、この式または式を上記式に代入するこ
とにより、油圧モータの差圧ΔＰを得ることができる。
とにより、油圧モータの差圧ΔＰを得ることができる。
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御側圧力PBを得ることができ
る。
式により油圧モータの制御側圧力PBを得ることができ
る。
PB＝PA＋ΔＰ … なお、本発明が適用されるクレーンの種類は問わず、
旋回可能なブームを備え、その所定位置に荷が吊り下げ
られるものであればよい。旋回駆動手段も油圧、電気を
問わず、上記要領で旋回角加速度を設定することによ
り、荷振れの残らない安全な制動、停止を行うことがで
きる。
旋回可能なブームを備え、その所定位置に荷が吊り下げ
られるものであればよい。旋回駆動手段も油圧、電気を
問わず、上記要領で旋回角加速度を設定することによ
り、荷振れの残らない安全な制動、停止を行うことがで
きる。
ここで、旋回方向によって定格荷重の変わるクレーン
においては、旋回角の検出や、クレーンの設置状態（例
えばアウトリガの張出し幅）の検出が必要となるのは勿
論である。
においては、旋回角の検出や、クレーンの設置状態（例
えばアウトリガの張出し幅）の検出が必要となるのは勿
論である。
また、本発明では必ずしも許容角加速度β１を算出す
る必要はなく、上記実施例の場合には、許容条件式であ
る式を満たすような角加速度βを結果的に選択すれ
ば、上記と同様の効果を得ることができる。
る必要はなく、上記実施例の場合には、許容条件式であ
る式を満たすような角加速度βを結果的に選択すれ
ば、上記と同様の効果を得ることができる。
以上のように本発明は、ブームの慣性モーメントや許
容荷重等からブームの横曲げ強度に基づく旋回角加速度
の許容条件を算出し、この許容条件を満たす範囲内で、
式β＝−ωΩ0/2nπで与えられる最小の（絶対値が最大
の）角加速度βにより旋回停止制御を行うものであるの
で、停止時に荷振れを残すことなく、しかもブームの横
曲げ強度を考慮に入れながら、短時間でブームの旋回を
制動、停止させることができる効果がある。
容荷重等からブームの横曲げ強度に基づく旋回角加速度
の許容条件を算出し、この許容条件を満たす範囲内で、
式β＝−ωΩ0/2nπで与えられる最小の（絶対値が最大
の）角加速度βにより旋回停止制御を行うものであるの
で、停止時に荷振れを残すことなく、しかもブームの横
曲げ強度を考慮に入れながら、短時間でブームの旋回を
制動、停止させることができる効果がある。
第１図は本発明の一実施例におけるクレーンの旋回停止
制御装置の機能構成図、第２図は吊り荷の状態を単振り
子として表わした説明図、第３図は同吊り荷の振れ角と
振れ速度に関する式を位相空間上に表わしたグラフ、第
４図は上記旋回停止制御装置が設けられたクレーンの側
面図、第５図は吊り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、第６図は油圧モータの差圧と
制動トルクとの関係を示すグラフである。 10……クレーン、20……演算制御装置、27……許容角加
速度算出手段、28……旋回角加速度算出手段、29……モ
ータ圧力制御手段、Ｂ……ブーム、Ｃ……吊り荷、In…
…ブーム部材の慣性モーメント、LB……ブーム長、Ｒ…
…旋回半径、W0……定格荷重、ｌ……吊り荷の振れ半
径、β……実際の旋回角加速度、β１……許容角加速
度、Ω０……旋回停止制御開始前の旋回角速度。
制御装置の機能構成図、第２図は吊り荷の状態を単振り
子として表わした説明図、第３図は同吊り荷の振れ角と
振れ速度に関する式を位相空間上に表わしたグラフ、第
４図は上記旋回停止制御装置が設けられたクレーンの側
面図、第５図は吊り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、第６図は油圧モータの差圧と
制動トルクとの関係を示すグラフである。 10……クレーン、20……演算制御装置、27……許容角加
速度算出手段、28……旋回角加速度算出手段、29……モ
ータ圧力制御手段、Ｂ……ブーム、Ｃ……吊り荷、In…
…ブーム部材の慣性モーメント、LB……ブーム長、Ｒ…
…旋回半径、W0……定格荷重、ｌ……吊り荷の振れ半
径、β……実際の旋回角加速度、β１……許容角加速
度、Ω０……旋回停止制御開始前の旋回角速度。
Claims (2)
- 【請求項１】旋回可能なクレーンの所定位置に吊り荷が
吊下げられるクレーンの旋回停止制御方法であって、吊
り荷の旋回半径、重量、ブームの慣性モーメント、およ
びブームの許容荷重からブームの横曲げ強度に基づく旋
回角加速度の許容条件を算出し、次いで、次式に示され
る角加速度βでブームの旋回を制動、停止させることを
特徴とするクレーンの旋回停止制御方法。 β＝−ωΩ0/2nπ ここでｎはβが上記許容条件を満たすような最小の自然
数、Ω０は旋回停止制御開始前のブームの旋回角速度、 であり、ｇは重力角速度、ｌは吊り荷の振れ半径を示
す。 - 【請求項２】旋回可能なブームの所定位置に吊り荷が吊
下げられるクレーンの旋回停止制御装置であって、吊り
荷の旋回半径、重量、ブームの慣性モーメント、および
ブームの許容荷重からブームの横曲げ強度に基づく旋回
角加速度の許容条件を算出する許容条件算出手段と、こ
の許容条件に基づいて次式に示されるブームの旋回角加
速度β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βでクレーンの旋回を制動、停止させ
る制御手段とを備えたことを特徴とするクレーンの旋回
停止制御装置。 β＝−ωΩ0/2nπ ここでｎはβが上記許容条件を満たすような最小の自然
数、Ω０が旋回停止制御開始前のブームの角速度、 であり、ｇは重力角速度、ｌは吊り荷の振れ半径を示
す。
Priority Applications (6)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP7529490A JP2512821B2 (ja) | 1989-03-27 | 1990-03-23 | クレ―ンの旋回停止制御方法および装置 |
| EP90913882A EP0473784B1 (en) | 1990-03-23 | 1990-09-25 | Method of and apparatus for controlling stopping of turning of upper swing unit for construction machines, and angle of inclination computing apparatus |
| PCT/JP1990/001232 WO1991014645A1 (en) | 1990-03-23 | 1990-09-25 | Method of and apparatus for controlling stopping of turning of upper swing unit for construction machines, and angle of inclination computing apparatus |
| KR1019910701636A KR960006116B1 (ko) | 1990-03-23 | 1990-09-25 | 건설기계에 있어서 상부선회체의 선회정지제어방법 및 장치와 경사각 연산장치 |
| US07/776,413 US5251768A (en) | 1990-03-23 | 1990-09-25 | Method and device for controlling braking of an upper rotary body of a construction machine and a device for calculating the inclination angle of the upper rotary body |
| DE69025471T DE69025471T2 (de) | 1990-03-23 | 1990-09-25 | Verfahren und vorrichtung zur steuerung des abbremsens der drehbewegung des oberen drehteils von baumaschinen und rechengerät zur ermittlung des neigungswinkels |
Applications Claiming Priority (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1-75523 | 1989-03-27 | ||
| JP7552389 | 1989-03-27 | ||
| JP7529490A JP2512821B2 (ja) | 1989-03-27 | 1990-03-23 | クレ―ンの旋回停止制御方法および装置 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0318596A JPH0318596A (ja) | 1991-01-28 |
| JP2512821B2 true JP2512821B2 (ja) | 1996-07-03 |
Family
ID=26416446
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP7529490A Expired - Lifetime JP2512821B2 (ja) | 1989-03-27 | 1990-03-23 | クレ―ンの旋回停止制御方法および装置 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2512821B2 (ja) |
Families Citing this family (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH0776490A (ja) * | 1993-09-09 | 1995-03-20 | Komatsu Ltd | クレーンの旋回自動停止制御装置 |
| FR2939783B1 (fr) * | 2008-12-15 | 2013-02-15 | Schneider Toshiba Inverter | Dispositif de regulation du deplacement d'une charge suspendue a une grue |
| WO2014076935A1 (ja) * | 2012-11-19 | 2014-05-22 | 株式会社タダノ | 作業機械の緩停止装置 |
| JP2022079903A (ja) * | 2020-11-17 | 2022-05-27 | コベルコ建機株式会社 | クレーン、クレーン制御方法 |
-
1990
- 1990-03-23 JP JP7529490A patent/JP2512821B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0318596A (ja) | 1991-01-28 |
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