JP6453075B2 - Method and apparatus for controlling steadying of trolley crane - Google Patents
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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。 The present invention relates to a control method and apparatus for detecting a swing angle of a suspended load generated during operation of a trolley crane and performing steadying control.
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。 There are various types of cranes used at harbors and construction sites, etc. Some bridge cranes, overhead cranes, some jib cranes, etc. traverse trolleys along horizontal jibs and girders. There is a so-called trolley crane that hangs a suspended load such as a grab bucket or a hook with a rope and transports it.
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。 In such a trolley crane, a swing along the moving direction of the trolley occurs in the suspended load as the trolley traverses. When the suspended load reaches the target position, if the suspended load is shaken, the transported object cannot be lifted and lowered to an accurate position until the shake is settled, and work efficiency is lowered. In addition, depending on the angle and size of the generated deflection, the suspended load and the rope may interfere with surrounding machines and structures, and it is desirable to suppress the suspended load as much as possible. In order to suppress the swing, it is effective to detect the swing angle of the suspended load and apply appropriate control (stabilization control) to the operation of the trolley or the suspended load based on the swing angle.
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。 As literature which described the technique for steadying control in such a trolley type crane, there exist the following patent documents 1-3, for example. In addition to detecting the swing angle and swing angular velocity with the swing angle detector, various numerical values related to the swing angle such as the position and speed of the trolley are measured, and based on these data, the swing angle is calculated using an observer and Kalman filter. The estimation is performed and the steadying control is performed based on the estimated deflection angle.
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。
However, in actual operation of a trolley crane, it is practically difficult to directly detect the swing angle of a suspended load. For example, in the deflection angle control device described in
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。 As another method for detecting the swing angle, for example, a rod that follows the hoisting rope is attached near the fulcrum on the base side of the hoisting rope, and the deflection angle of the hoisting rope is detected as the angle of the rod. is there. However, these mechanical deflection angle detectors still take time to attach and detach the equipment, and because there are many contact parts and sliding parts between the equipment and the hoisting rope, dirt is likely to accumulate, which makes detection possible. There is a concern that the accuracy will decrease.
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。 In addition to the problems related to the detection of the deflection angle described above, there are also problems associated with modeling. In other words, in order to achieve an accurate prediction value of the deflection angle and high control performance, the model to be controlled is often complicated, and handling such a complex model is costly and troublesome in design. Will increase. In addition, depending on how the model is set up, there is a risk that the robustness of the entire system against disturbances to trolleys and suspended loads, modeling errors, and the like may be reduced.
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。 In view of such circumstances, the present invention is intended to provide a trolley type crane steady-state control method and apparatus capable of suitably performing steady-state control on a suspended load while reducing cost and maintenance problems. is there.
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、前記各シーブに関してそれぞれ検出された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い、該フィードバック制御は、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 ∞ 制御器により求めた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。 The present invention relates to a trolley crane including a trolley that traverses a girder or a boom, a suspended load that is suspended from the trolley by a plurality of ropes, and a winch drum that drives the plurality of ropes and traverses the trolley. A steady rest control method, wherein a sheave load detector is attached to each sheave provided in the middle of the plurality of ropes to detect the tension of the rope, and an estimated deflection angle is determined from the tension detected for each sheave. And calculating a predicted swing angle of the suspended load by performing a process using the Kalman filter on the estimated swing angle, and performing feedback control for suppressing the swing of the suspended load on the trolley using the predicted swing angle. In addition to the predicted deflection angle, the feedback control includes the traverse position of the trolley, the traverse direction speed of the trolley, the suspension load of the suspended load. Deriving a gain scheduled H ∞ controller with up length, the gain scheduled H ∞ a controller by steadying the feedback control speed instruction for said trolley obtained, shake linearly combining the traverse operation speed command for the trolley stop the control speed instruction in which according to the steadying control method for a trolley crane, characterized in row Ukoto.
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。 In this way, the swing angle of the suspended load can be accurately predicted by a simple and inexpensive mechanism.
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。 In the steady control method for a trolley crane of the present invention, it is preferable to design the Kalman filter with respect to a mathematical model defined assuming that the trolley crane is a one-mass system model of a spring mass damper. A highly accurate deflection angle prediction value can be obtained with a simple mathematical model.
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、前記各シーブに関してそれぞれ検出された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、該制御装置は、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 ∞ 制御器により求めた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とにより前記トロリの制御を行うよう構成されている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 The present invention relates to a trolley crane including a trolley that traverses a girder or a boom, a suspended load that is suspended from the trolley by a plurality of ropes, and a winch drum that drives the plurality of ropes and traverses the trolley. A steady rest control method comprising: a sheave provided in the middle of each of the plurality of ropes; a sheave load detector attached to the sheave for detecting the tension of the rope; and a tension detected for each sheave. An estimated deflection angle is calculated from the estimated deflection angle, a Kalman filter is applied to the estimated deflection angle to calculate a predicted deflection angle of the suspended load, and the deflection of the suspended load relative to the trolley is calculated using the predicted deflection angle. and a controller configured to perform feedback control to suppress, control device detects the hanging rope length of the transverse position and the lifted load of the trolley Hanging with a load current position detector is, transverse position of the trolley, in addition to the deflection angle prediction value, transverse direction velocity of the trolley, derives the gain scheduled H ∞ controller with hanging rope length of the suspended load The trolley is controlled by a steady-state feedback control speed command for the trolley obtained by the gain schedule H ∞ controller and a steady-state control speed command for linearly connecting a transverse operation speed command for the trolley. The present invention relates to a steady rest control device for a trolley crane, which is characterized by
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。 In the sway control device for the trolley crane of the present invention, the Kalman filter may be designed with respect to a mathematical model defined by assuming that the trolley crane is a one-mass system model of a spring mass damper, and mounted on the control device. preferable.
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。 According to the trolley-type crane steady-state control method and apparatus of the present invention, it is possible to achieve an excellent effect that the steady-rest control can be suitably performed on a suspended load while reducing cost and maintenance problems.
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。 Embodiments of the present invention will be described below with reference to the accompanying drawings.
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。 FIG. 1 and FIG. 2 show an example of an embodiment for implementing the trolley crane steadying control method and apparatus of the present invention, and illustrates the case where the present invention is applied to a grab bucket unloader.
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。
The grab bucket type unloader is a type of bridge crane provided on the quay to unload loose objects such as ore and coal loaded on a bulk carrier. The grab bucket type unloader shown in FIG. 1 includes a
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。
As the grab bucket type unloader as described above, for example, as shown in FIG. 2, four winch drums are provided, and the
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。
The hoisting
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。
The open /
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。
In the four-drum unloader shown in FIG. 2, when the hoisting
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。
Further, if the operation of feeding the hoisting
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。
On the other hand, a winding operation of the hoisting
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。
In this embodiment, the swing angle of the suspended load (grab bucket) 8 is determined from the tension of each rope (the hoisting
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。
The
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。
The suspended load
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Vrefや横行目標位置指令Xref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Xrefは、横行操作速度指令Vrefを積分することにより算出することができる。
Further, by the
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ufbを算出し、該振れ止めフィードバック制御速度指令ufbと前記横行操作速度指令Vref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。
The
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。 Next, details of the control in the present embodiment will be described with reference to FIGS.
制御装置27は、トロリ7への横行操作速度指令Vref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θT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)xr、トロリ7の横行速度(速度検出値)Vfb、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。
First, the suspended load current position calculation unit 29 (see FIG. 4) of the
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Tm1、Tm2、Ta1、Ta2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θTに応じて変化する。すなわち、推定振れ角θTは、以下の通り、張力Tm1、Tm2、Ta1、Ta2を独立変数とした関数として算出できる。
θT=f(Tm1,Tm2,Ta1,Ta2)
Next, the deflection
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xr、速度検出値Vfb、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θT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θT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。
Next, the
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。
Hereinafter, a design procedure of the
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。
The
a) Rope mass is not considered.
b) The
c) The control input (stabilization control speed command) u acts directly on the
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。
Based on the above definition, a
Mt:トロリ質量[kg]、Mo:吊り荷質量[kg]、l(t):吊下ロープ長[m]、u(t):制御入力[N]、xr(t):トロリ7のx方向位置(横行位置)[m]、xo(t):吊り荷8のx方向位置[m]、yo(t):吊り荷8のy方向位置[m]、θ(t):吊り荷8の振れ角[rad]、kt:トロリ7の等価的ばね定数[N/m]、ct:トロリ7の等価的減衰係数[N・s/m]、Kpp:インバータ相当速度ゲイン、g:重力加速度[m/s2]、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。
M t : trolley mass [kg], M o : suspended load mass [kg], l (t): suspended rope length [m], u (t): control input [N], x r (t):
トロリ7のもつ運動エネルギーTt、位置エネルギーVt、トロリ7にかかる外力Pt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To、位置エネルギーVo、吊り荷8にかかる外力Po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。qi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。
From the above [Equation 3], the following equation of motion is obtained.
M is a 2 × 2 mass matrix, C is a 2 × 2 attenuation matrix, K is a 2 × 2 stiffness matrix, and F is a 2 × 1 input matrix.
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。
, The state equation and output equation are as follows.
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Kpp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σw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。 As factors of process noise, disturbances such as wind, errors due to modeling, errors due to discretization of motion equations, calculation errors in the control device, and the like can be considered.
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σv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。 Note that the cause of the observation noise may be electrical noise or drift inherent to the sensor, rope other than the one-mass pendulum vibration, and other mechanical vibrations.
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。
A control calculation executed inside the
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CovX0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。
Initial value of
And the initial covariance CovX 0 is set as follows: Here, the hat symbol (^) represents a predicted value using the above model.
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At、Bt、Ct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。 Next, as step S2, the coefficient matrix in the crane model 34 (see [Equation 8]) is discretized to derive discretized coefficient matrices A t , B t , and C t . The subscript t in this calculation represents discrete time.
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Vrefではなく、トロリ7の実際の速度であるセンサ検出値Vfb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Kt+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。
When the calculation up to step S7 is completed, the process returns to step S2, and the steps from step S2 to S7 are repeated at the above calculation cycle while correcting the internal state and its covariance. Thereby, the deflection angle θ of the suspended
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θTであり、破線で示されるのが推定振れ角θT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。
FIG. 9 is a diagram showing comparison between the swing angle data predicted by the above process and the actual swing angle data in the grab bucket unloader experimental machine. The experimental machine used in this comparative verification test is a scale-down type produced by reducing the size of the actual grab bucket unloader. An estimated swing angle theta T is the is based on the
It is. A solid line indicates a deflection angle detected by a sensor different from the sheave load detector (load cell) 25, and it can be assumed that this is a true value. It can be seen that the predicted deflection angle indicated by the broken line is well matched with the true value indicated by the solid line. As described above, in this embodiment, the swing angle of the suspended
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ufb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。
Using the predicted value (the above [Equation 19]) of the deflection angle θ obtained by the above process using the
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。 The gain schedule H ∞ controller 35 derives an LPV (linear parameter variation system) model and obtains the LPV model using LMI (linear matrix inequality).
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。
Derivation of the LPV model will be described below. First, from [Equation 6] and [Equation 7], the state equation and the output equation of the speed control input model of the trolley crane that is the control target can be expressed by the following [Equation 20].
still,
Is a zero matrix.
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Bppは不変でなければならないという制約がある。しかし、Bpp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
Df=0
により入力行列BSを不変とすることができる。
Thus, the input matrix B S can be made unchanged.
拡大プラントのシステム行列Asに行列Bpp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。 Above, including the parameter variations of the system matrix A s matrix B pp large plants the number 22] and control design model to derive the LPV model for this.
上記[数22]中のシステム行列AS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AS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、AS0は行列AS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、AZは行列ASからAS0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Ps(Z)に対して、H∞端点制御器Ki(i=1,2)を導出する。H∞端点制御器Ki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。WT、Ws、DW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。WT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。Ws(Ws1、Ws2)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。Dwは、標準H∞制御の仮定を満たすために導入している。w1、w2はそれぞれ外乱および仮想的な観測ノイズを示し、z1、z2は制御量を示す。 For the LPV model P s (Z) defined by the above [Equation 24], an H ∞ end point controller K i (i = 1, 2) is derived. In deriving the H ∞ endpoint controller K i is first defined generalized plant as shown in Figure 11. W T , W s , and D W are design parameters (frequency weights) for reflecting the control specifications in the design, and have the following meanings. W T is a weighting to compensate for the modeling error is an error of the mathematical model and the actual machine. W s (W s1 , W s2 ) is a weight for positioning of the trolley and steadying of the suspended load. Dw is introduced to satisfy the assumption of standard H∞ control. w 1 and w 2 indicate disturbance and virtual observation noise, respectively, and z 1 and z 2 indicate control amounts.
H∞端点制御器Ki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z1、z2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z1までの伝達関数は以下の通りとなる。
Tm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z2までの伝達関数は以下の通りとなる。
Sm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WT、WSについては、最初に適当に決定した値で一義的に制御器Ki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WT、WSを決定する。WT、WS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K1、K2が以下の式で定まるので、この制御器K1、K2を制御装置に実装する。
上で求めた連続時間系の制御器Ki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Kdを導出する。この離散時間制御器Kd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ufbが生成される。 Since the gain schedule H∞ controller K obtained here is a continuous time controller, it is necessary to discretize every control cycle Δt of the control device simultaneously with the gain schedule calculation. A discrete time controller is obtained by Padé approximation and a desired discrete time gain schedule H∞ controller Kd is derived. By passing the discrete time controller Kd , the steady-state feedback control speed command u fb is generated.
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K1、K2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Kdが求まる。
In actual design, Matlab (registered trademark) of control design software can be used to derive the above-mentioned [Equation 31] continuous time H ∞ end point controller. Thereby, since the continuous time H ∞ end point controllers K 1 and K 2 of [Equation 31] are obtained in the binary file format, this binary file is mounted on the
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ufb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Vref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。
The steady-state feedback control speed command u fb generated by the derivation of the gain schedule H ∞ controller 35 in this way is the traverse operation speed command V ref to the
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。
An example of a test result for verifying the effect of the above-described steadying control is shown in FIG. FIG. 12 is data in which the effect of steady rest control is verified using the above-described grab bucket unloader scale-down experimental machine, and is a suspended load in the grab bucket unloader experimental machine that is a trolley crane. When the
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。
In this test, the
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。
Here, in this test, the
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。
After the
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。
Next, from the time point of Time = about 20 [sec], the
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。 In this way, even when the suspended load has an initial runout, the runout of the suspended load can be immediately reduced to the allowable runout range where cargo handling can be performed smoothly upon arrival at the hopper area or hatch area. The sufficient effect of the above-described steadying control can be confirmed. In addition, when there is no initial runout in the suspended load, it is possible to confirm the effect more than when there is an initial runout.
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θT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。
Thus, in the present embodiment, the
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。
In this embodiment, the
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。
Further, in this embodiment, in addition to the predicted deflection angle value, the gain schedule H ∞ controller 35 using the traverse position x of the
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ufbと、トロリ7に対する横行操作速度指令Vref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Vref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θT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。
Further, in the present embodiment, the
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。 Therefore, according to the present embodiment, the steadying control can be suitably performed on the suspended load while reducing the cost and maintenance problems.
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。 The steadying control method and apparatus for a trolley crane according to the present invention is not limited to the above-described embodiment. For example, in the above-described embodiment, a grab bucket unloader has been described as an example. Of course, various modifications can be made without departing from the gist of the present invention, such as being applicable to each type of crane.
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
5
15,15 'winch drum (winding drum)
16, 16 'rope (winding rope)
17, 17 'sheave
19, 19 'winch drum (open / close drum)
20, 20 'rope (opening and closing rope)
21,21 'sheave (open and close sheave)
25
Claims (4)
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、前記各シーブに関してそれぞれ検出された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い、
該フィードバック制御は、
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 ∞ 制御器により求めた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。 A steadying control method for a trolley crane comprising a trolley traversing on a girder or boom, a suspended load suspended from the trolley by a plurality of ropes, and a winch drum that drives the plurality of ropes and traverses the trolley Because
A sheave load detector is attached to each sheave provided in the middle of the plurality of ropes to detect the tension of the rope, and an estimated deflection angle is calculated from the tension detected for each sheave, and the estimated deflection angle is calculated. Kalman filter processing performed by calculating the deflection angle predicted value of the suspended load, have rows feedback control to suppress the vibration of the suspended load with respect to the trolley with the shake angular predicted value for,
The feedback control is
A gain schedule H ∞ controller is derived using the traverse position of the trolley, the traverse direction speed of the trolley, and the suspended rope length of the suspended load in addition to the predicted deflection angle , and the gain schedule H ∞ controller The steady-state feedback control speed command for the obtained trolley,
Steadying control method for a trolley crane, characterized in rows Ukoto by the traverse operation speed command and shake by linearly combining the set control speed instruction for said trolley.
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、
前記各シーブに関してそれぞれ検出された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、
該制御装置は、
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 ∞ 制御器により求めた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と
により前記トロリの制御を行うよう構成されている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。 A trolley crane steadying control device comprising: a trolley traversing on a girder or a boom; a suspended load suspended from the trolley by a plurality of ropes; and a winch drum that drives the plurality of ropes and traverses the trolley. Because
A sheave each provided in the middle of the plurality of ropes;
A sheave load detector attached to the sheave for detecting the tension of the rope;
An estimated deflection angle is calculated from each detected tension for each sheave, a predicted swing angle value of the suspended load is calculated by performing a process using the Kalman filter on the estimated deflection angle, and the predicted deflection angle value is used to calculate the predicted deflection angle. A control device configured to perform feedback control to suppress the swing of the suspended load with respect to the trolley ,
The control device
A suspended load current position detector for detecting a traverse position of the trolley and a hanging rope length of the suspended load, in addition to the predicted deflection angle, the traverse position of the trolley, the traverse direction speed of the trolley, the suspended load A gain schedule H ∞ controller is derived using the suspension rope length of the sway, and the steadying feedback control speed command for the trolley obtained by the gain schedule H ∞ controller,
A steady-state control speed command linearly combined with a traverse operation speed command for the trolley;
The trolley type crane steady-state control device is configured to control the trolley.
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