以下、建設機械として油圧ショベルを例にとって本発明の実施の形態を図面を用いて説明する。なお、本発明は、旋回体を備えた建設機械全般(作業機械を含む)に適用が可能であり、本発明の適用は油圧ショベルに限定されるものではない。例えば、本発明は旋回体を備えたクレーン車等、その他の建設機械にも適用可能である。図1は本発明のハイブリッド式建設機械の一実施の形態を示す側面図、図2は本発明のハイブリッド式建設機械の第1の実施の形態を構成する電動・油圧機器のシステム構成図、図3は本発明のハイブリッド式建設機械の第1の実施の形態のシステム構成及び制御ブロック図である。
図1において、ハイブリッド式油圧ショベルは走行体10と、走行体10上に旋回可能に設けた旋回体20及びショベル機構30を備えている。
走行体10は、一対のクローラ11a,11b及びクローラフレーム12a,12b(図1では片側のみを示す)、各クローラ11a,11bを独立して駆動制御する一対の走行用油圧モータ13、14及びその減速機構等で構成されている。
旋回体20は、旋回フレーム21と、旋回フレーム21上に設けられた、原動機としてのエンジン22と、エンジン22により駆動されるアシスト発電モータ23と、旋回電動モータ25及び旋回油圧モータ27と、アシスト発電モータ23及び旋回電動モータ25に接続される電気二重層キャパシタ24と、旋回電動モータ25と旋回油圧モータ27の回転を減速する減速機構26等から構成され、旋回電動モータ25と旋回油圧モータ27の駆動力が減速機構26を介して伝達され、その駆動力により走行体10に対して旋回体20(旋回フレーム21)を旋回駆動させる。
また、旋回体20にはショベル機構(フロント装置)30が搭載されている。ショベル機構30は、ブーム31と、ブーム31を駆動するためのブームシリンダ32と、ブーム31の先端部近傍に回転自在に軸支されたアーム33と、アーム33を駆動するためのアームシリンダ34と、アーム33の先端に回転可能に軸支されたバケット35と、バケット35を駆動するためのバケットシリンダ36等で構成されている。
さらに、旋回体20の旋回フレーム21上には、上述した走行用油圧モータ13,14、旋回油圧モータ27、ブームシリンダ32、アークシリンダ34、バケットシリンダ36等の油圧アクチュエータを駆動するための油圧システム40が搭載されている。油圧システム40は、油圧を発生する油圧源となる油圧ポンプ41(図2)及び各アクチュエータを駆動制御するためのコントロールバルブ42(図2)を含み、油圧ポンプ41はエンジン22によって駆動される。
次に、油圧ショベルの電動・油圧機器のシステム構成について概略説明する。図2に示すように、エンジン22の駆動力は油圧ポンプ41に伝達されている。コントロールバルブ42は、旋回用の操作レバー装置72(図3参照)からの旋回操作指令(油圧パイロット信号)に応じて、旋回油圧モータ27に供給される圧油の流量と方向を制御する。またコントロールバルブ42は、旋回以外の操作レバー装置73(図3参照)からの操作指令(油圧パイロット信号)に応じて、ブームシリンダ32、アームシリンダ34、バケットシリンダ36及び走行用油圧モータ13,14に供給される圧油の流量と方向を制御する。
電動システムは、上述したアシスト発電モータ23、キャパシタ24及び旋回電動モータ25と、パワーコントロールユニット55及びメインコンタクタ56等から構成されている。パワーコントロールユニット55はチョッパ51、インバータ52,53、平滑コンデンサ54等を有し、メインコンタクタ56はメインリレー57、突入電流防止回路58等を有している。
キャパシタ24からの直流電力はチョッパ51によって所定の母線電圧に昇圧され、旋回電動モータ25を駆動するためのインバータ52、アシスト発電モータ23を駆動するためのインバータ53に入力される。平滑コンデンサ54は、母線電圧を安定化させるために設けられている。旋回電動モータ25と旋回油圧モータ27の回転軸は結合されており、減速機構26を介して旋回体20を駆動する。アシスト発電モータ23及び旋回電動モータ25の駆動状態(力行しているか回生しているか)によって、キャパシタ24は充放電されることになる。
キャパシタ24の出力端子部には、キャパシタ電圧を検出する電圧センサ65が、キャパシタ24を固定している部材又はキャパシタ24には、キャパシタ24の温度又はキャパシタ24の温度と相関する温度を検出する温度センサ66がそれぞれ設けられている。また、キャパシタ24とパワーコントロールユニット55との母線には、充放電の電流を検出する電流センサ67が設けられている。これらのセンサ65,66,67は、検出した信号をパワーコントロールユニット55を介してコントローラ80に出力するように、パワーコントロールユニット55に電気的に接続されている。
コントローラ80は、旋回操作指令信号や、圧力信号及び回転速度信号等(後述)を用いて、コントロールバルブ42、パワーコントロールユニット55に対する制御指令を生成し、旋回油圧モータ27を用いる油圧単独旋回モード、旋回油圧モータ27と旋回電動モータ25とを用いる油圧電動複合旋回モードの切り替え、各モードの旋回制御、電動システムの異常監視、エネルギマネジメント等の制御を行う。また、無線通信端末90が電気的に接続されていて、コントローラ80が収集する機器データを例えば図示しないホストコンピュータへ無線送信することができる。
次に、本発明による旋回制御を行うのに必要なデバイスや制御手段、制御信号等を図3を用いてさらに詳細に説明する。
油圧ショベルは、エンジン22を始動するためのイグニッションキー70と、作業中止時にパイロット圧遮断弁76をONにして油圧システムの作動を不能とするゲートロックレバー装置71とを備えている。また、油圧ショベルは、上述したコントローラ80と、コントローラ80の入出力に係わる油圧・電気変換装置74a,74bL,74bR、電気・油圧変換装置75a,75b,75c,75d及び油圧単独旋回モード固定スイッチ77を備え、これらは旋回制御システムを構成する。油圧・電気変換装置74a,74bL,74bRはそれぞれ例えば圧力センサであり、電気・油圧変換装置75a,75b,75c,75dは例えば電磁比例減圧弁である。
コントローラ80は、異常監視・異常処理制御ブロック81、エネルギマネジメント制御ブロック82、油圧電動複合旋回制御ブロック83、油圧単独旋回制御ブロック84、制御切替ブロック85等からなる。
全体システムに異常がなく、旋回電動モータ25が駆動可能な状態では、コントローラ80は油圧電動複合旋回モードを選択する。このとき制御切替ブロック85は油圧電動複合旋回制御ブロック83をしており、油圧電動複合旋回制御ブロック83によって旋回アクチュエータ動作が制御される。旋回操作レバー装置72の入力によって発生される油圧パイロット信号は油圧・電気変換装置74aによって電気信号に変換され、油圧電動複合旋回制御ブロック83に入力される。旋回油圧モータ27の作動圧は油圧・電気変換装置74bL,74bRによって電気信号に変換され、油圧電動複合旋回制御ブロック83に入力される。パワーコントロールユニット55内の電動モータ駆動用のインバータから出力される旋回モータ速度信号も油圧電動複合旋回制御ブロック83に入力される。油圧電動複合旋回制御ブロック83は、旋回操作レバー装置72からの油圧パイロット信号と、旋回油圧モータ27の作動圧信号及び旋回モータ速度信号に基づいて所定の演算を行って旋回電動モータ25の指令トルクを計算し、パワーコントロールユニット55にトルク指令EAを出力する。同時に、旋回電動モータ25が出力するトルク分、油圧ポンプ41の出力トルク及び旋回油圧モータ27の出力トルクを減少させる減トルク指令EB,ECを電気・油圧変換装置75a,75bに出力する。
一方、旋回操作レバー装置72の入力によって発生される油圧パイロット信号はコントロールバルブ42にも入力され、油圧ポンプ41の吐出油を旋回油圧モータ27に供給し、旋回油圧モータ27も同時に駆動する。
旋回電動モータ25が加速時に消費するエネルギと減速時に回生するエネルギの差によって、キャパシタ24の蓄電量が増減することになる。これを制御するのがエネルギマネジメント制御ブロック82であり、上述したキャパシタ24の電圧・電流・温度の検出信号を入力し、アシスト発電モータ23に発電またはアシスト指令EDを出すことにより、キャパシタ24の蓄電量を所定の範囲に保つ制御を行う。
パワーコントロールユニット55、旋回電動モータ25、キャパシタ24、パワーコントロールユニット55等の電動システムに故障、異常、警告状態が発生した場合や、キャパシタ24の蓄電量が所定の範囲外になった場合は、異常監視・異常処理制御ブロック81及びエネルギマネジメント制御ブロック82が制御切替ブロック85を切り替えて油圧単独旋回制御ブロック84を選択し、油圧電動複合旋回モードから油圧単独旋回モードへの切替えを行う。基本的に旋回の油圧システムは、旋回電動モータ25と協調して動作するようマッチングされているので、油圧単独旋回制御ブロック84は、旋回駆動特性補正指令EEと旋回パイロット圧補正指令EFをそれぞれ電気・油圧変換装置75c,75dに出力し、旋回油圧モータ27の駆動トルクを増加させる補正と旋回油圧モータ27の制動トルクを増加させる補正を行うことにより、旋回電動モータ25のトルクが無くても旋回操作性が損なわれないような制御を行う。
次に、旋回油圧システムの詳細について図4乃至図11を用いて説明する。図4は本発明のハイブリッド式建設機械の第1の実施の形態における旋回油圧システムの構成を示す油圧回路図である。図4において、図1乃至図3に示す符号と同符号のものは、同一部分であるので、その詳細な説明は省略する。
図3のコントロールバルブ42はアクチュエータごとにスプールと呼ばれる弁部品を備え、操作レバー装置72,73からの指令(油圧パイロット信号)に応じて対応するスプールが変位することで開口面積が変化し、各油路を通過する圧油の流量が変化する。図4に示す旋回油圧システムは、旋回用スプールのみを含むものである。
旋回油圧システムは、旋回油圧モータ27の最大出力トルクが第1トルクとなる第1モードと、旋回油圧モータ27の最大出力トルクが第1トルクより大きな第2トルクとなる第2モードとに変更可能である。以下にその詳細を説明する。
図4において、旋回油圧システムは、前述した油圧ポンプ41及び旋回油圧モータ27と、旋回用スプール61と、旋回用の可変オーバーロードリリーフ弁62a,62bと、旋回補助弁としてのセンタバイパスカット弁63とを備えている。
油圧ポンプ41は可変容量ポンプであり、トルク制御部64aを備えたレギュレータ64を備え、レギュレータ64を動作させることで油圧ポンプ41の傾転角が変わって油圧ポンプ41の容量が変わり、油圧ポンプ41の吐出流量と出力トルクが変わる。図3の油圧電動複合旋回制御ブロック83から電気・油圧変換装置75aに減トルク指令EBが出力されると、電気・油圧変換装置75aは対応する制御圧力をレギュレータ64のトルク制御部64aに出力し、トルク制御部64aは、旋回電動モータ25が出力するトルク分、油圧ポンプ41の最大出力トルクが減少するようトルク制御部64aの設定を変更する。
油圧ポンプ41のトルク制御特性を図5に示す。横軸は油圧ポンプ41の吐出圧力、縦軸は油圧ポンプ41の容量を示している。
油圧電動複合旋回モードが選択され、電気・油圧変換装置75aに減トルク指令EBが出力されているときは、電気・油圧変換装置75aは制御圧力を発生しており、このとき制御部64aの設定は、実線PTSより最大出力トルクが減少した実線PTの特性にある(第1モード)。油圧単独旋回モードが選択され、電気・油圧変換装置75aに減トルク指令EBが出力されていないときは、トルク制御部64aは実線PTSの特性に変化し(第2モード)、油圧ポンプ41の最大出力トルクは、斜線で示す面積分、増加する。
図4に戻り、旋回用スプール61はA,B,Cの3位置を持ち、操作レバー装置72からの旋回操作指令(油圧パイロット信号)を受けて中立位置BからA位置又はC位置に連続的に切り替わる。
操作レバー装置72はパイロット油圧源29からの圧力をレバー操作量に応じて減圧する減圧弁を内蔵し、レバー操作量に応じた圧力(油圧パイロット信号)を旋回用スプール61の左右いずれかの圧力室に与える。
旋回用スプール61が中立位置Bにあるときは、油圧ポンプ41から吐出される圧油はブリードオフ絞りを通り、更にセンタバイパスカット弁63を通ってタンクへ戻る。旋回用スプール61がレバー操作量に応じた圧力(油圧パイロット信号)を受けてA位置に切り替わると、油圧ポンプ41からの圧油はA位置のメータイン絞りを通って旋回油圧モータ27の右側に送られ、旋回油圧モータ27からの戻り油はA位置のメータアウト絞りを通ってタンクに戻り、旋回油圧モータ27は一方向に回転する。逆に、旋回用スプール61がレバー操作量に応じた圧力(油圧パイロット信号)を受けてC位置に切り替わると、油圧ポンプ41からの圧油はC位置のメータイン絞りを通って旋回油圧モータ27の左側に送られ、旋回油圧モータ27からの戻り油はC位置のメータアウト絞りを通ってタンクに戻り、旋回油圧モータ27はA位置の場合とは逆方向に回転する。
旋回用スプール61がB位置とA位置の中間に位置しているときは、油圧ポンプ41からの圧油はブリードオフ絞りとメータイン絞りに分配される。このとき、メータイン絞りの入側にはブリードオフ絞りの開口面積とセンタバイパスカット弁63の開口面積に応じた圧力が立ち、その圧力で旋回油圧モータ27に圧油が供給され、その圧力(ブリードオフ絞りの開口面積)に応じた作動トルクが与えられる。また、旋回油圧モータ27からの排出油はそのときのメータアウト絞りの開口面積に応じた抵抗を受けて背圧が立ち、メータアウト絞りの開口面積に応じた制動トルクが発生する。B位置とC位置の中間においても同様である。
操作レバー装置72の操作レバーを中立位置に戻し、旋回用スプール61を中立位置Bに戻したとき、旋回体20は慣性体であるため、旋回油圧モータ27はその慣性で回転を続けようとする。このとき、旋回油圧モータ27からの排出油の圧力(背圧)が旋回用の可変オーバーロードリリーフ弁62a又は62bの設定圧力を超えようとするときは、オーバーロードリリーフ弁62a又は62bが作動して圧油の一部をタンクに逃がすることで背圧の上昇を制限し、オーバーロードリリーフ弁62a又は62bの設定圧力に応じた制動トルクを発生する。
図6Aは、本発明のハイブリッド式建設機械の一実施の形態における旋回用スプール61のメータイン開口面積特性及びブリードオフ開口面積特性を示す特性図であり、図6Bは同メータアウト開口面積特性を示す特性図である。
図6Aにおいて、実線MIがメータイン開口面積特性であり、実線MBがブリードオフ開口面積特性であり、いずれも本実施の形態のものである。二点鎖線MB0は、電動モータを用いない、従来の油圧ショベルにおいて良好な操作性を確保できるブリードオフ開口面積特性である。本実施の形態のブリードオフ開口面積特性MBは、制御域開始点及び終点は従来のものと同一であるが、中間領域では従来のものに比べて開き勝手(大きな開口面積となるよう)に設計されている。
図6Bにおいて、実線MOが本実施の形態のメータアウト開口面積特性であり、二点鎖線MO0が電動モータを用いない、従来の油圧ショベルにおいて良好な操作性を確保できるメータアウト開口面積特性である。本実施の形態のメータアウト開口面積特性MOは、制御域開始点及び終点は従来のものと同一であるが、中間領域では従来のものに比べて開き勝手(大きな開口面積となるよう)に設計されている。
図7は、油圧パイロット信号(操作パイロット圧)に対する旋回用スプール61のメータイン絞りとセンタバイパスカット弁63との合成開口面積特性を示す図である。
油圧電動複合旋回モードが選択されているときは、旋回駆動特性補正指令EEは出力されていないため、センタバイパスカット弁63は図示の開位置にあり、旋回用スプール61のメータイン絞りとセンタバイパスカット弁63との合成開口面積特性は、図6Aのブリードオフ開口面積特性MBのみによって決まる点線MBCの特性となる(第1モード)。
油圧単独旋回モードが選択されたときは、前述したように電気・油圧変換装置75cに旋回駆動特性補正指令EEが出力され、電気・油圧変換装置75cは対応する制御圧力をセンタバイパスカット弁63の受圧部に出力し、センタバイパスカット弁63は図示右側の絞り位置に切り換えられる。このセンタバイパスカット弁63の切り換えにより、旋回用スプール61の油圧パイロット信号に対する旋回用スプール61のメータイン絞りとセンタバイパスカット弁63との合成開口面積特性は点線MBCの特性よりも合成開口面積が小さい実線MBSの特性に変更される(第2モード)。この実線MBSの合成開口面積特性は従来の油圧ショベルにおいて良好な操作性を確保できるブリードオフ開口面積特性と同等である。
図8は、油圧電動複合旋回モードでの旋回駆動時における油圧パイロット信号(パイロット圧)、メータイン圧力(M/I圧)、旋回電動モータ25のアシストトルク、上部旋回体20の回転速度(旋回速度)の時系列波形を示す特性図である。パイロット圧0、旋回停止状態から時間T=T1〜T4でパイロット圧最大までランプ状に油圧パイロット信号を増加させた場合の例である。
油圧電動複合旋回モードが選択されているときは、図7の点線MBCで示したように旋回用スプール61のメータイン絞りとセンタバイパスカット弁63との合成開口面積特性は図6Aのブリードオフ開口面積特性MBのみによって決まる特性となるため、従来に比べてブリードオフ絞りの開口面積が大きい分、本実施の形態の方がメータイン圧力(M/I)は低くなる。メータイン圧力は旋回油圧モータ27の作動トルク(加速トルク)に相当するので、メータイン圧力が低くなった分だけ加速トルクを旋回電動モータ25により付与する必要がある。図7では力行側のアシストトルクを正としている。本実施の形態では、旋回電動モータ25のアシストトルクと旋回用スプール61によって発生するメータイン圧力に由来する加速トルクの合計値が、従来型の油圧ショベルで発生する加速トルクと概等しくなるように制御する。これにより旋回体20の旋回速度は従来型の油圧ショベルと同等の加速フィーリングを有することが可能となる。
一方、油圧単独旋回モードが選択されたときは、旋回用スプール61のメータイン絞りとセンタバイパスカット弁63との合成開口面積特性は、図7の点線MBCよりも合成開口面積が小さいから実線MBSの特性に変更されるため、旋回用スプール61によって発生するメータイン圧力は、図8に示す従来の油圧ショベルで得られる実線のメータイン圧力まで上昇し、旋回用スプール61によって発生するメータイン圧力に由来する加速トルクが、従来型の油圧ショベルで発生する加速トルクと概等しくなるように制御される。これにより旋回体20の旋回速度は従来型の油圧ショベルと同等の加速フィーリングを有することが可能となる。
また、旋回油圧モータ27単独で旋回可能であるということは、旋回油圧モータ27の最大出力トルクの方が、旋回電動モータ25の最大出力トルクよりも大きいということである。このことは、油圧電動複合旋回モードにおいて、万一、旋回電動モータ25が意図しない動きをしたとしても油圧回路が正常ならば、それほど危険な動きにならないことを意味し、本発明は安全性においても有利である。
図9は、油圧パイロット信号(操作パイロット圧)に対する旋回用スプール61のメータアウト開口面積特性を示す特性図である。
油圧電動複合旋回モードが選択されているきは、旋回パイロット圧補正指令EFは出力されていないため、旋回用スプール61のメータアウト開口面積特性は図6Bのメータアウト開口面積特性MOと同様の変化を示す点線MOCの特性となる(第1モード)。
油圧単独旋回モードが選択されたときは、前述したように図3の電気・油圧変換装置75d(図4の電気・油圧変換装置75dL,75dR)旋回パイロット圧補正指令EFが出力され、電気・油圧変換装置75dは操作レバー装置72で生成された油圧パイロット信号(操作パイロット圧)を減圧補正する。この油圧パイロット信号の補正により、旋回用スプール61の油圧パイロット信号に対するメータアウト開口面積特性は、図10の点線MOCの特性に対し中間領域における開口面積が減少した実線MOSの特性に変更される(第2モード)。この実線MOSの開口面積特性は従来の油圧ショベルにおいて良好な操作性を確保できるメータアウト開口面積特性と同等である。
図10は、油圧電動複合旋回モードでの旋回制動停止時における油圧パイロット信号(パイロット圧)、メータアウト圧力(M/O圧)、旋回電動モータ25のアシストトルク、旋回体20の回転速度(旋回速度)の時系列波形を示す特性図である。パイロット圧最大、最高旋回速度から時間T=T5〜T9でパイロット圧0までランプ状に油圧パイロット信号を低減させた場合の例である。
油圧単独旋回モードが選択されているときは、図9の点線MOCで示したように旋回用スプール61の油圧パイロット信号に対するメータアウト開口面積特性は図6Bのメータアウト開口面積特性MOと同様の変化する特性となるため、図6Bに示したように従来に比べてメータアウト絞りの開口面積が大きい分、本実施の形態の方がメータアウト圧力(M/O圧)は低くなる。メータアウト圧力はブレーキトルク(制動トルク)に相当するので、メータアウト圧力が低くなった分だけブレーキトルクを電動モータ25により付与する必要がある。図10では回生側のアシストトルクを負としている。本実施の形態では、旋回電動モータ25のアシストトルクと旋回用スプール61によって発生するメータアウト圧力に由来するブレーキトルクの合計値が従来型の油圧ショベルで発生するブレーキトルクと概等しくなるように制御する。これにより旋回体20の旋回速度は従来型の油圧ショベル同等の減速フィーリングを有することが可能となる。
一方、油圧単独旋回モードが選択されたときは、旋回用スプール61の油圧パイロット信号に対するメータアウト開口面積特性は、図10の点線MOCの特性に対し中間領域における開口面積が減少した実線MOSの特性に変更されるため、旋回用スプール61によって発生するメータアウト圧力は、図10に示す従来の油圧ショベルで得られる実線のメータアウト圧力まで上昇し、旋回用スプール61によって発生するメータアウト圧力に由来するブレーキトルクが、従来型の油圧ショベルで発生するブレーキトルクと概等しくなるように制御され、旋回体20の旋回速度は従来型の油圧ショベル同等の減速フィーリングを有することが可能となる。
図11は、旋回用の可変オーバーロードリリーフ弁62a,62bのリリーフ圧特性を示す図である。
油圧電動複合旋回モードが選択され、図3の電気・油圧変換装置75b(図4の電・油圧変換装置75bL,75bR)に減トルク指令ECが出力されているときは、電気・油圧変換装置75bは制御圧力を生成し、その制御圧力が可変オーバーロードリリーフ弁62a,62bの設定圧力減少側に作用し、可変オーバーロードリリーフ弁62a,62bのリリーフ特性はリリーフ圧がPmax1である実線SRの特性となる(第1モード)。油圧単独旋回モードが選択され、電気・油圧変換装置75b(図4の電気・油圧変換装置75bL,75bR)に減トルク指令ECが出力されていないときは、電気・油圧変換装置75bは制御圧力を生成しないため、可変オーバーロードリリーフ弁62a,62bのリリーフ特性は、リリーフ圧がPmax1からPmax2に上昇した実線SRSの特性となり(第2モード)、制動トルクは、リリーフ圧が高くなった分、増加する。
これにより油圧電動複合旋回モードが選択されたときは、可変オーバーロードリリーフ弁62a,62bのリリーフ圧はPmax2より低いPmax1に設定されるため、、操作レバー装置72の操作レバーを中立位置に戻したときに、旋回油圧モータ27からの排出油の圧力(背圧)は可変オーバーロードリリーフ弁62a,62bの低めの設定圧力であるPmax1まで上昇し、旋回電動モータ25のアシストトルクと可変オーバーロードリリーフ弁62a又は62bによって発生する背圧に由来するブレーキトルクの合計値が従来型の油圧ショベルで発生するブレーキトルクと概等しくなるように制御され、旋回体20の旋回速度は従来型の油圧ショベル同等の減速フィーリングを有することが可能となる。
また、油圧単独旋回モードが選択されたときは、可変オーバーロードリリーフ弁62a,62bのリリーフ圧はPmax1より高いPmax2に設定されるため、操作レバー装置72の操作レバーを中立位置に戻した場合に、旋回油圧モータ27からの排出油の圧力(背圧)は可変オーバーロードリリーフ弁62a,62bの高めの設定圧力であるPmax2まで上昇し、可変オーバーロードリリーフ弁62a又は62bによって発生する背圧に由来するブレーキトルクが、従来型の油圧ショベルで発生するブレーキトルクと概等しくなるように制御され、旋回体20の旋回速度は従来型の油圧ショベル同等の減速フィーリングを有することが可能となる。
次に、本発明のハイブリッド式建設機械の第1の実施の形態の油圧ショベルの起動シーケンスについて図12を用いて説明する。図12は本発明のハイブリッド式建設機械の第1の実施の形態の油圧ショベルの起動シーケンスを示すフローチャート図である。図中、点線内がコントローラ80のエネルギマネジメント制御部82の処理である。
まず、イグニッションキー70をオンからスタート位置にし、エンジン22、油圧ポンプ41を起動させる。この後、コントローラ80の異常監視・異常処理制御ブロック81及びエネルギマネジメント制御部82は、初期設定として油圧単独旋回制御ブロック84を選択することで油圧単独旋回モードに設定する(ステップS100)。これによりオペレータがゲートロックレバー装置71をロック位置からロック解除位置に操作してパイロット圧遮断弁76をOFFにすることで、油圧ショベルは直ちに動作可能な状態となる。オペレータが油圧ショベルを操作し、作業を行っている間に、エネルギマネジメント制御部82はバックグラウンドで初期充放電制御等を行い、その間にキャパシタの静電容量または内部抵抗の測定が行われる(ステップS120)。初期充放電シーケンスが完了すると、キャパシタの静電容量または内部抵抗の測定値の判定が行われ(ステップS130)、異常なときは、そのまま、油圧単独モードに固定される。正常なときは、旋回電動モータが駆動可能な状態になった後に、モード切換可能なタイミングであることを確認して(ステップS150)油圧電動複合旋回モードに切替える(ステップS160)。
エネルギマネジメント制御部82によるキャパシタの初期充放電制御は次のように行う。まず、パワーコントロールユニット55を起動し(ステップS110)、インバータ52,53及び平滑コンデンサ54の初期充電処理とメインコンタクタ56の接続処理を行った後にキャパシタの初期充電と静電容量または内部抵抗の測定を同時に行うキャパシタ初期充放電シーケンス(ステップS120)を行う。次いで、キャパシタの静電容量または内部抵抗の測定値の判定が行われ(ステップS130)、それらが正常なときには、モニタ等の表示或いは音で運転準備完了を通知する(ステップS140)。一方、それらが異常なときは、ステップS140に進行せずに、そのまま、油圧単独旋回モードに固定され、その旨がモニタ等の表示或いは音で通知される。
次に、本発明のハイブリッド式建設機械の第1の実施の形態における初期充放電シーケンスを図13乃至図15を用いて詳細に説明する。図13は本発明のハイブリッド式建設機械の第1の実施の形態における初期充放電シーケンスを示すフローチャート図、図14は本発明のハイブリッド式建設機械の第1の実施の形態における内部抵抗測定シーケンスを示すフローチャート図、図15は本発明のハイブリッド式建設機械の第1の実施の形態における内部抵抗測定シーケンス中の電動モータ出力とキャパシタ電圧との関係の一例を示す特性図であって、図15(A)は、電動モータの電力量の変動を示し、図15(B)はキャパシタ電圧の変動を示す。
まず、図13のステップ(S201)では、キャパシタ24の電圧が異常に高くないかのチェックが行われる。具体的には、例えば、電圧センサ65により検出されたキャパシタ電圧Vと予め設定されている放電要求基準電圧Vdsとの大小を比較し、キャパシタ電圧Vが放電要求基準電圧Vdsを超える場合には放電を実施する。
このステップ(S201)でYESと判断された場合には、ステップ(S202)に進み、キャパシタ24の放電が開始される。具体的には、キャパシタ24からパワーコントロールユニット55を介してアシスト発電モータ23を力行側で駆動制御することで放電が行われる。
次に、ステップ(S203)では、キャパシタ電圧Vが放電目標電圧Vtd未満まで下がったか否かが判断される。このステップ(S203)でNOと判断された場合には、YESと判断されるまで繰り返される。このステップ(S203)でYESと判断された場合には、ステップ(S204)に進み放電完了となる。具体的には、キャパシタ24からパワーコントロールユニット55を介してアシスト発電モータ23への力行制御を終了させて、キャパシタ24からアシスト発電モータ23への電流をゼロとする。
次に、ステップ(S213)に進み、後述する内部抵抗Rの測定が行われる。
ステップ(S201)でNOと判断された場合には、ステップ(S205)に進み、充電の必要性の有無が判断される。具体的には、キャパシタ電圧Vと予め設定されている充電要求基準電圧Vchとの大小を比較し、キャパシタ電圧Vが充電要求基準電圧Vch未満の場合には充電を実施する。
このステップ(S205)でNOと判断された場合には、既に放電の必要がないことが判定されているので、ステップ(S213)に進み、後述する内部抵抗Rの測定が行われる。
ステップ(S205)でYESと判断された場合には、ステップ(S206)に進み、静電容量の算出が可能かどうか判断される。具体的には、温度センサ66によって検出されたキャパシタ温度Tと予め設定されている基準温度Toとの大小を比較し、キャパシタ温度Tが基準温度Toを超える場合には静電容量の算出を可能と判断する。キャパシタ温度Tが低温の場合には、キャパシタの静電容量が常温時とは異なった値となってしまうためである。
また、キャパシタ電圧Vと予め設定されている静電容量算出基準電圧Vavとの大小を比較し、キャパシタ電圧Vが静電容量算出基準電圧Vav未満の場合には静電容量の算出を可能と判断する。例えば、充電を開始する際のキャパシタ電圧Vが、静電容量算出基準電圧Vav以上であって充電目標電圧Vtcとの差が小さいと、充電に要する電力積算値が小さくなるため、静電容量の測定精度が低くなってしまうためである。
ステップ(S206)でYESと判断された場合には、ステップ(S207)に進み、このときのキャパシタ電圧Vが取得され、機械運転開始時の初期電圧V1として記憶される。また、電流センサ67による電流信号の検出が開始され、キャパシタ電圧Vと電流信号による電力積算の演算が開始される。
ステップ(S208)では、充電が開始される。具体的には、アシスト発電モータ23を回生(発電)側で駆動制御することでパワーコントロールユニット55を介してキャパシタ24への充電が行われる。
ステップ(S206)でNOと判断された場合には、ステップ(S207)をバイパスしてステップ(S208)に進み充電が開始される。
次に、ステップ(S209)では、キャパシタ電圧Vが充電目標電圧Vtcを超えたか否かが判断される。このステップ(S209)でNOと判断された場合には、YESと判断されるまで繰り返される。このステップ(S209)でYESと判断された場合には、ステップ(S210)に進み充電完了となる。具体的には、アシスト発電モータ23の回生(発電)側での駆動制御を終了させて、アシスト発電モータ23からキャパシタ24への充電電流をゼロとする。また、このときに、キャパシタ電圧Vが取得され、最終電圧V2として記憶される。
次に、ステップ(S211)では、ステップ(S206)と同様に、ステップ(S206)の時点で静電容量の算出が可能であったかどうかを再度判断する。このステップ(S209)でNOと判断された場合には、ステップ(S213)に進み、後述する内部抵抗Rの測定が行われる。
ステップ(S211)でYESと判断された場合には、ステップ(S212)に進み、静電容量Cが算出される。具体的には、ステップ(S207)からステップ(S210)までの間で取得された積算電力量Qと、ステップ(S207)で取得された初期電圧V1と、ステップ(S210)で取得された最終電圧V2とを用いて以下の式から静電容量Cを算出する。
C=2・Q/(V2-V1)2
ステップ(S212)で静電容量Cを算出した後には、ステップ(S213)に進み内部抵抗Rの測定が行われる。
次に、ステップ(S213)のキャパシタ内部抵抗R測定シーケンスについて、図14及び図15を用いて詳細に説明する。
キャパシタ内部抵抗Rの測定シーケンスは、大略、アシスト発電モータ23を力行側または回生側で駆動させることにより、電力をキャパシタ24に対して出し入れして、その間のキャパシタ電流と電圧の変化を測定することにより算出するものである。
図15(A)において、縦軸は電力量、横軸は時間を示し、一点鎖線はアシスト発電モータ23の軸出力であって、力行側での駆動時の電力量を正の方向に取っている。一方、直線はパワーコントロールユニット55のチョッパ53を通過する電力であって、キャパシタ24からの放電電力量を正の方向に取っている。図15(B)は、縦軸を電圧、横軸を時間で示し、直線がキャパシタ電圧、一点鎖線がキャパシタの内部抵抗に起因する電圧降下分を除いた真の保持電圧を示している。
まず、図14のステップ(S301)では、アシスト発電モータ23の出力が十分出せるかどうかが判断される。具体的には、エンジン回転数が所定回転数以上か否かが判断される。エンジン回転数が低く設定されていると、アシスト発電モータ23の出力が確保されず、内部抵抗Rの算出精度が確保できないからである。
ステップ(S301)でNOと判断された場合には、キャパシタ内部抵抗測定シーケンスは終了する。
ステップ(S301)でYESと判断された場合には、ステップ(S302)に進み、キャパシタ24の内部抵抗が測定可能な状態かどうかが判断される。具体的には、温度センサ66によって検出されたキャパシタ温度Tが予め設定されている基準温度の範囲にあって、低温または高温でないかが判断される。また、キャパシタ電圧Vが、放電目標電圧Vtdまたは充電目標電圧Vtcの近傍にあるか否かが判断される。
ステップ(S302)でNOと判断された場合には、キャパシタ内部抵抗測定シーケンスは終了する。
ステップ(S302)でYESと判断された場合には、ステップ(S303)に進み、キャパシタ24の放電が行われる。具体的には、アシスト発電モータ23を力行側で駆動して、キャパシタ24を放電させる。図15(A),図15(B)に示す放電電力がピークのときのキャパシタ電圧Vaと放電電流Iaとを取得する。このとき、キャパシタの内部抵抗をR、このときの放電電流をIaとすると、真の保持電圧VCaに対して、IaR分だけ電圧降下を起こす。
次に、ステップ(S304)では、キャパシタ24への充電が行われる。具体的には、アシスト発電モータ23を回生(発電)側で駆動して、キャパシタ24を充電する。図15(A),図15(B)に示す充電電力がピークのときのキャパシタ電圧Vbと充電電流Ibとを取得する。このときの充電電流をIbとすると(放電を正とすると、Ibは負の値)、キャパシタは、真の保持電圧VC2に対して、IbR分だけ電圧降下(IbRは負となるので実際は電圧上昇)を起こす。
ステップ(S305)は、ステップ(S303)からステップ(S304)の測定中のキャパシタ24の平均温度Tを取得する。具体的には、温度センサ66によって検出されたキャパシタ温度Tから平均温度を算出する。
次に、ステップ(S306)では、内部抵抗Rを算出する。具体的には、ステップ(S303)からステップ(S304)までの間で取得されたキャパシタ電圧Va,Vbと、放電電流Iaと、充電電流Ibとを用いて以下の式から内部抵抗Rを算出する。
R=(Vb-Va)/(Ia+Ib)
次に、ステップ(S307)では、ステップ(S305)で算出した平均温度Tを用いてステップ(S306)で算出した内部抵抗Rを補正してキャパシタ内部抵抗測定シーケンスを終了する。
なお、アシスト発電モータ23の軸出力Maを図15(A)の実線のように変動させた場合、アシスト発電モータ24及びその駆動インバータの劾率を加味すると、チョッパ51を通過する電力は、一点鎖線のようになり、キャパシタ23は放電の後に充電が行われる。測定中、図15(B)の一点鎖線に示すキャパシタ23の電圧効果分を除いた真の保持電圧は、一旦下がってから上昇しているが、充放電の電力量をほぼ同じにすると共に、測定タイミングをうまく取ることによって、VCa=VCbとすれば、測定誤差を低減することができる。
上述した本発明の第1の実施の形態によれば、キャパシタ24等の蓄電デバイスを搭載したハイブリッド式建設機械において、起動直後には旋回電動モータ25を使用せずに旋回油圧モータ27を使用するモードで機械を稼動させ、その間の初期充放電シーケンスを利用してキャパシタ24の静電容量及び内部抵抗を測定するので、キャパシタ24の劣化判定のための作業停止時間を生じさせずに、蓄電デバイスの劣化に関する特性を精度良く測定することができる。その結果、ハイブリッド式建設機械の稼働率を向上させることができる。
次に、本発明のハイブリッド式建設機械の第2の実施の形態を図16を用いて説明する。図16は本発明のハイブリッド式建設機械の第2の実施の形態における初期充放電シーケンスを示すフローチャート図である。なお、図16において、図1乃至図15に示す符号と同符号のものは同一部分又は相当する部分であるので、その部分の説明を省略する。
本実施の形態は、静電容量算出するための電力積算を開始するキャパシタ電圧Vをいつも一定にするものである。具体的には、第1の実施の形態のキャパシタ初期充放電シーケンスに以下のステップが追加されたものである。
まず、第1の実施の形態のステップ(S205)と同様に充電の必要性の有無が判断されるステップ(S405)でYESと判断されると、ステップ(S406)に進み、第1の実施の形態のステップ(S205)と同様に静電容量の算出が可能かどうか判断される。
ステップ(S406)でYESと判断された場合には、ステップ(S407)に進み、充電が開始される。
ステップ(S408)では、キャパシタ電圧Vが静電容量算出基準電圧Vav以上か否かが判断される。このステップ(S408)でNOと判断された場合には、YESと判断されるまで繰り返される。このステップ(S408)でYESと判断された場合には、ステップ(S409)に進む。
ステップ(S409)では、まず、充電を停止させる。具体的には、アシスト発電モータ23の回生(発電)側での駆動制御を終了させて、アシスト発電モータ23からキャパシタ24への充電電流をゼロとする。次に、このときのキャパシタ電圧Vが取得され、初期電圧V1として記憶される。また、電流センサ67による電流信号の検出が開始され、キャパシタ電圧Vと電流信号による電力積算の演算が開始され、ステップ(S410)に進む。
ステップ(S410)では、再度充電が開始される。なお、ステップ(S406)でNOと判断された場合には、ステップ(S407)乃至ステップ(S409)をバイパスしてステップ(S410)に進み充電が再度開始される。
ステップ(S411)では、第1の実施の形態のステップ(S209)と同様にキャパシタ電圧Vが充電目標電圧Vtcを超えたか否かが判断され、充電完了まで充電が実行される。ステップ(S412)以降は、第1の実施の形態のステップ(S210)と同様にキャパシタ初期充放電シーケンスが進行する。
上述した本発明のハイブリッド式建設機械の第2の実施の形態によれば、上述した第1の実施の形態と同様な効果を得ることができる。また、静電容量算出のための電力積算開始時のキャパシタ電圧が常に同じ電圧となるので、測定再現性が向上し、測定の精度を向上させることができる。
次に、本発明のハイブリッド式建設機械の第3の実施の形態を図17を用いて説明する。図17は本発明のハイブリッド式建設機械の第3の実施の形態の油圧ショベルの起動シーケンスを示すフローチャート図である。なお、図17において、図1乃至図16に示す符号と同符号のものは同一部分又は相当する部分であるので、その部分の説明を省略する。
上述した本発明の第1及び第2の実施の形態においては、機械起動時にキャパシタ24の電圧Vが静電容量算出基準電圧Vavより高い場合には、静電容量の測定は行われずに、内部抵抗測定シーケンスへ進む。このような場合に静電容量の測定を行うためには、キャパシタ24を放電させる必要があり、このことは、油圧電動複合旋回モードへの移行時間を遅延させ、燃料消費量の増大を招致するという問題がある。本実施の形態は、このような場合に対応するためのものである。
本実施の形態は、起動シーケンスにおいて、その日の静電容量データの取得の有無の判定を行い、必要に応じてキャパシタ放電シーケンスを行うものである。具体的には、第1の実施の形態の起動シーケンスに以下のステップが追加されたものである。
まず、第1の実施の形態と同様に、イグニッションキー70をオンからスタート位置にし、エンジン22、油圧ポンプ41を起動させる。この後、コントローラ80のエネルギマネジメント制御部82は、初期設定として油圧単独旋回制御ブロック84を選択することで油圧単独旋回モードに設定する(ステップS100)。
次にステップ(S110)で、パワーコントロールユニット55を起動し、インバータ52,53及び平滑コンデンサ54の初期充放電処理とメインコンタクタ56の接続処理を行った後に、ステップ(S500)に進む。
ステップ(S500)では、その日の静電容量測定データが取得されているかどうかが判断される。
ステップ(S500)でNOと判断された場合には、ステップ(S510)に進み、キャパシタ放電シーケンスが実行される。具体的には、放電目標電圧値Vtdを静電容量算出基準電圧Vav以下として放電制御が実行される。
この放電シーケンスの実行後または、ステップ(S500)でYESと判断された場合には、第1の実施の形態と同様に、静電容量または内部抵抗の測定を目的としたキャパシタ初期充放電シーケンスのステップ(S120)に進む。
ステップ(S510)でキャパシタ放電シーケンス実行後には、キャパシタ電圧Vが静電容量算出基準電圧Vav以下となっているので、ステップ(S120)では、この電圧を初期電圧V1として充電が開始され、充電後に最終電圧V2が取得されて積算電力量を用いて静電容量が算出される。
ステップ(S120)以降は、第1の実施の形態のステップと同様に起動シーケンスが進行する。
上述した本発明のハイブリッド式建設機械の第3の実施の形態によれば、上述した第1の実施の形態と同様な効果を得ることができる。また、本実施の形態によれば、機械起動時のキャパシタの電圧の如何にかかわらず、少なくとも一日一回はキャパシタの静電容量と内部抵抗が測定される。この結果、これらの測定データが欠落なく取得でき、キャパシタの経年劣化を高い信頼性の下に判断することができる。
次に、本発明のハイブリッド式建設機械の第4の実施の形態を図18を用いて説明する。図18は本発明のハイブリッド式建設機械の第4の実施の形態におけるキャパシタ内部抵抗と静電容量の経年変化の一例を示す特性図である。
本実施の形態においては、取得したキャパシタ24の静電容量、内部抵抗データを図2に示した無線通信手段90によって、機械とは別の場所に設置されている図示しないホストコンピュータ等に送信されるものである。
図18は、取得したキャパシタの静電容量、内部抵抗データの時間変動の一例を示している。キャパシタの静電容量は時間の経過とともに徐々に減少し、内部抵抗は徐々に増大している。
上述した無線通信手段90からキャパシタ24の静電容量、内部抵抗データを受信したホストコンピュータ等は、図18のような時間経過にともなう特性図を管理する。また、これらのデータとキャパシタ24のユニット交換を推奨するための基準値やユニット交換を警告するための基準値とを比較し、必要に応じて、機械のサービス・サポート拠点よりユーザに対して連絡を行う。
上述した本発明のハイブリッド式建設機械の第4の実施の形態によれば、上述した第1の実施の形態と同様な効果を得ることができる。また、本実施の形態によれば、各機械の蓄電デバイスの内部抵抗と静電容量の経年変化を管理することができ、ユニット交換の推奨や警告を適時に行うことができる。この結果、蓄電デバイスの劣化判定が精度高く管理することができ、建設機械の生産性や信頼性を向上することができる。
以上において、本発明を油圧ショベルに適用した場合の実施の形態を説明したが、本発明の骨子は、蓄電デバイスの劣化判定のための作業停止時間を生じさせずに、蓄電デバイスの劣化に関する特性を精度よく測定できるハイブリッド式建設機械を提供することにあり、油圧ショベル以外の旋回体を有する建設機械全般に本発明は適用可能である。