JPH04153197A - 建設機械における上部旋回体の旋回停止制御方法および装置 - Google Patents
建設機械における上部旋回体の旋回停止制御方法および装置Info
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- JPH04153197A JPH04153197A JP2281116A JP28111690A JPH04153197A JP H04153197 A JPH04153197 A JP H04153197A JP 2281116 A JP2281116 A JP 2281116A JP 28111690 A JP28111690 A JP 28111690A JP H04153197 A JPH04153197 A JP H04153197A
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- 238000010586 diagram Methods 0.000 description 4
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- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B66—HOISTING; LIFTING; HAULING
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- B66C23/00—Cranes comprising essentially a beam, boom, or triangular structure acting as a cantilever and mounted for translatory of swinging movements in vertical or horizontal planes or a combination of such movements, e.g. jib-cranes, derricks, tower cranes
- B66C23/88—Safety gear
- B66C23/94—Safety gear for limiting slewing movements
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- B66C—CRANES; LOAD-ENGAGING ELEMENTS OR DEVICES FOR CRANES, CAPSTANS, WINCHES, OR TACKLES
- B66C13/00—Other constructional features or details
- B66C13/04—Auxiliary devices for controlling movements of suspended loads, or preventing cable slack
- B66C13/06—Auxiliary devices for controlling movements of suspended loads, or preventing cable slack for minimising or preventing longitudinal or transverse swinging of loads
- B66C13/063—Auxiliary devices for controlling movements of suspended loads, or preventing cable slack for minimising or preventing longitudinal or transverse swinging of loads electrical
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- Jib Cranes (AREA)
- Control And Safety Of Cranes (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
〔産業上の利用分野〕
本発明は、旋回可能な上部旋回体を備えた建設機械にお
いて、上記旋回の制動、停止を制御するための方法およ
び装置に関するものである。
いて、上記旋回の制動、停止を制御するための方法およ
び装置に関するものである。
旋回式のクレーンに代表される建設機械では、その上部
旋回体の旋回を良好に制動、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動作は熟練者による手
動操作で行われていた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た。
旋回体の旋回を良好に制動、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動作は熟練者による手
動操作で行われていた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た。
そこで近年は、上記上部旋回体の旋回を自動的に制動、
停止させる手段として、種々のものが提案されるに至っ
ている。
停止させる手段として、種々のものが提案されるに至っ
ている。
例えば、特開昭６２−１３６１９号公報には、上部旋回
体の回転慣性モーメントを検出し、その検出結果に基づ
いて旋回制動力を制御するようにした装置が示されてい
る。また、実開昭６１−１９７０８９号公報には、各種
検出信号からブーム（上部旋回体）の慣性モーメントを
割出し、この慣性モーメントと現在の旋回速度に基づい
て自動停止制御を行うようにした装置が示されている。
体の回転慣性モーメントを検出し、その検出結果に基づ
いて旋回制動力を制御するようにした装置が示されてい
る。また、実開昭６１−１９７０８９号公報には、各種
検出信号からブーム（上部旋回体）の慣性モーメントを
割出し、この慣性モーメントと現在の旋回速度に基づい
て自動停止制御を行うようにした装置が示されている。
上記従来装置は、いずれも、上部旋回体全体の慣性モー
メントと減速度とにのみ着目して制動トルクを制御し、
自動停止を行っている。ところが実際の旋回制動中には
上部旋回体に対して吊り荷が旋回方向に振れており、旋
回体本体と吊り荷の動きは必ずしも一致しない状態にあ
る。このような荷振れは、上部旋回体を旋回制動中に引
張る結果となり、これによって理論上の減速度と実際の
減速度との間に差が生じるため、旋回制御の高精度化の
妨げとなる。例えば、最終的に吊り荷の振れを残さない
状態で旋回を完全停止させるといった制御を行う場合に
は、実際に停止させた時点で、上記荷振れに起因する誤
差分だけ吊り荷の振れが残るおそれがあり、このような
制御誤差は、吊り荷の重量が大きくなるほど深刻となる
。
メントと減速度とにのみ着目して制動トルクを制御し、
自動停止を行っている。ところが実際の旋回制動中には
上部旋回体に対して吊り荷が旋回方向に振れており、旋
回体本体と吊り荷の動きは必ずしも一致しない状態にあ
る。このような荷振れは、上部旋回体を旋回制動中に引
張る結果となり、これによって理論上の減速度と実際の
減速度との間に差が生じるため、旋回制御の高精度化の
妨げとなる。例えば、最終的に吊り荷の振れを残さない
状態で旋回を完全停止させるといった制御を行う場合に
は、実際に停止させた時点で、上記荷振れに起因する誤
差分だけ吊り荷の振れが残るおそれがあり、このような
制御誤差は、吊り荷の重量が大きくなるほど深刻となる
。
本発明は、このような事情に鑑み、上部旋回体に荷が吊
られている場合にも正確な旋回停止制御を行うことがで
きる方法および装置を提供することを目的とする。
られている場合にも正確な旋回停止制御を行うことがで
きる方法および装置を提供することを目的とする。
本発明は、建設機械に旋回可能に設けられ、所定位置に
吊り荷が吊下げられる上部旋回体の旋回停止制御方法で
あって、所望の旋回停止制御を実現するための旋回角加
速度を算出し、この旋回角加速度に基づいて上部旋回体
の制動に必要な上部旋回体制動トルクを算出するととも
に、上記旋回角加速度および旋回制動中の吊り荷の振れ
状態に基づいて吊り荷の制動に必要な吊り荷制動トルク
を算出し、両制動トルクに基づいて制動をかけるもので
ある。
吊り荷が吊下げられる上部旋回体の旋回停止制御方法で
あって、所望の旋回停止制御を実現するための旋回角加
速度を算出し、この旋回角加速度に基づいて上部旋回体
の制動に必要な上部旋回体制動トルクを算出するととも
に、上記旋回角加速度および旋回制動中の吊り荷の振れ
状態に基づいて吊り荷の制動に必要な吊り荷制動トルク
を算出し、両制動トルクに基づいて制動をかけるもので
ある。
また本発明は、上記上部旋回体の旋回停止制御装置であ
って、所望の旋回停止制御を実現す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、この旋回角加速
度に基づく制動トルクを算出する制動トルク算出手段と
、この制動トルクに基づいて上部旋回体の旋回停止制御
を行う制御手段とを備えるとともに、上記制動トルク算
出手段は、上記旋回角加速度に基づいて上部旋回体の制
動に必要な上部旋回体制動トルクを算出する上部旋回体
制動トルク算出手段と、上記旋回角加速度および旋回制
動中の吊り荷の振れ状態に基づいて吊り荷の制動に必要
な吊り荷制動トルクを算出する吊り荷制動トルク算出手
段と、両制動トルクから実際の制動トルクを算出する全
制動トルク算出手段とを備えているものである。
って、所望の旋回停止制御を実現す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、この旋回角加速
度に基づく制動トルクを算出する制動トルク算出手段と
、この制動トルクに基づいて上部旋回体の旋回停止制御
を行う制御手段とを備えるとともに、上記制動トルク算
出手段は、上記旋回角加速度に基づいて上部旋回体の制
動に必要な上部旋回体制動トルクを算出する上部旋回体
制動トルク算出手段と、上記旋回角加速度および旋回制
動中の吊り荷の振れ状態に基づいて吊り荷の制動に必要
な吊り荷制動トルクを算出する吊り荷制動トルク算出手
段と、両制動トルクから実際の制動トルクを算出する全
制動トルク算出手段とを備えているものである。
上記構成によれば、上部旋回体の制動に必要なトルクと
吊り荷の制動に必要なトルクとが別個に算出され、両制
動トルクから吊り荷の振れ状態を考慮した実際の制動ト
ルクが割出される。
吊り荷の制動に必要なトルクとが別個に算出され、両制
動トルクから吊り荷の振れ状態を考慮した実際の制動ト
ルクが割出される。
本発明の一実施例を図面に基づいて説明する。
第８図に示されるクレーン１０は、鉛直方向の旋回軸１
０１回りに旋回可能なブームフット（上部旋回体を構成
）１０２を備え、このブームフット１０２に、Ｎ個のブ
ーム部材８１〜ＢＮからなる伸縮可能なブーム（上部旋
回体を構成）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１
０４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。
０１回りに旋回可能なブームフット（上部旋回体を構成
）１０２を備え、このブームフット１０２に、Ｎ個のブ
ーム部材８１〜ＢＮからなる伸縮可能なブーム（上部旋
回体を構成）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１
０４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１５
、ロープ長センサ１６、角速度センサ１８、演算制御装
置２０、および旋回駆動用の油圧システム４０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２７、旋回角加速度算出手段２８、制動ト
ルク算出手段２９、モータ圧力制御手段３０、および吊
り街角加速度算出手段３１を備えており、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、吊り荷
Ｃの振れを残さずに上部旋回体を制動、停止させる制御
を行う。
センサ１２、ブーム角センサ１４、吊上荷重センサ１５
、ロープ長センサ１６、角速度センサ１８、演算制御装
置２０、および旋回駆動用の油圧システム４０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２７、旋回角加速度算出手段２８、制動ト
ルク算出手段２９、モータ圧力制御手段３０、および吊
り街角加速度算出手段３１を備えており、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、吊り荷
Ｃの振れを残さずに上部旋回体を制動、停止させる制御
を行う。
具体的に、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を設定するものである。
横曲げ強度についての評価係数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。
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。
ブーム慣性モーメント算出手段２３は、上記ブーム長Ｌ
ｂ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を算出するととも１こ、ブームＢ全体の慣
性モーメントＩｂを求めるものである。
ｂ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を算出するととも１こ、ブームＢ全体の慣
性モーメントＩｂを求めるものである。
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とに基づき
、定格荷重メモリ２４１１こ記憶されたデータから定格
荷重ＷＯを算出するものである。
算出された旋回半径Ｒと、上記ブーム長Ｌｂとに基づき
、定格荷重メモリ２４１１こ記憶されたデータから定格
荷重ＷＯ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
出されたブーム起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。
出されたブーム起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■、を算
ａ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■、を算
ａするものである。
許容角加速度算出手段２７は、上記負荷慣性モメントＩ
Ｗ ｓブーム慣性モーメントＩｂ、定格荷重ＷＯ１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
。
Ｗ ｓブーム慣性モーメントＩｂ、定格荷重ＷＯ１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１ （エル）
、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。
出結果より求められる吊り荷Ｃの振れ半径１ （エル）
、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。
吊り街角加速度算出手段（吊り荷制動トルク算出手段の
一部を構成）３１は、旋回制動中における吊り荷Ｃの振
れ状態に基づき、上記旋回角加速度で上部旋回体が制動
される時の吊り荷Ｃの角加速度βＷを時々刻々算出する
ものである。なお、この実施例では、後述のように、上
記吊り荷Ｃの振れ状態は理論式に基づき演算で求めたも
のが用いられる。
一部を構成）３１は、旋回制動中における吊り荷Ｃの振
れ状態に基づき、上記旋回角加速度で上部旋回体が制動
される時の吊り荷Ｃの角加速度βＷを時々刻々算出する
ものである。なお、この実施例では、後述のように、上
記吊り荷Ｃの振れ状態は理論式に基づき演算で求めたも
のが用いられる。
制動トルク算出手段２９は、上記旋回角加速度βおよび
吊り荷Ｃの角加速度βＷに基づき、上部旋回体を制動す
るのに要する制動トルクを時々刻々算出するものであり
、第２図に示されるような機能構成を有する。
吊り荷Ｃの角加速度βＷに基づき、上部旋回体を制動す
るのに要する制動トルクを時々刻々算出するものであり
、第２図に示されるような機能構成を有する。
同図において、上部旋回体制動トルク算出手段２９１は
、上記旋回角加速度βでブームＢをはじめとする上部旋
回体を制動するのに要する上部旋回体制動トルクＴ（を
算出するものであり、吊り荷制動トルク算出手段２９２
は、上記吊り街角加速度算出手段３１で時々刻々算出さ
れる吊り荷Ｃの角加速度βＷに基づき、各時点において
必要とされる吊り荷Ｃの制動トルクＴｗを算出するもの
である。全制動トルク算出手段２９３は、上記上部旋回
体制動トルクＴ！および吊り荷制動トルクＴｖの総和を
時々刻々算出し、これを上部旋回体全体を制動させるの
に要する全制動トルクＴＩ と設定してモータ圧力制御
手段３０に設定信号を出力するものである。
、上記旋回角加速度βでブームＢをはじめとする上部旋
回体を制動するのに要する上部旋回体制動トルクＴ（を
算出するものであり、吊り荷制動トルク算出手段２９２
は、上記吊り街角加速度算出手段３１で時々刻々算出さ
れる吊り荷Ｃの角加速度βＷに基づき、各時点において
必要とされる吊り荷Ｃの制動トルクＴｗを算出するもの
である。全制動トルク算出手段２９３は、上記上部旋回
体制動トルクＴ！および吊り荷制動トルクＴｖの総和を
時々刻々算出し、これを上部旋回体全体を制動させるの
に要する全制動トルクＴＩ と設定してモータ圧力制御
手段３０に設定信号を出力するものである。
モータ圧力制御手段３０は、この全制動トルクＴ１に対
応する油圧モータの制動圧力Ｐｂを設定し、油圧システ
ム４０へ制御信号を出力するものである。
応する油圧モータの制動圧力Ｐｂを設定し、油圧システ
ム４０へ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Ｌｈ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。
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。
ブーム慣性モーメント算出手段２３は、各ブーム部材Ｂ
ｎ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Ｍｂ（＝ΣＩｎ）を算
出する。なお、各ブーム部材Ｂｎの慣性モーメントＩｎ
は次式で求められる。
ｎ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Ｍｂ（＝ΣＩｎ）を算
出する。なお、各ブーム部材Ｂｎの慣性モーメントＩｎ
は次式で求められる。
Ｉ ｎ ＝ Ｉ ｎｏ−ｃｏｄ’φ＋（Ｗｎ／ｇ）・Ｒ
ｎ２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、Ｗ
ｎ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。
ｎ２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、Ｗ
ｎ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Ｉｔ
を算出する。具体的に、負荷慣性モーメント１． ｖ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Ｉｔ
を算出する。具体的に、負荷慣性モーメント１． ｖは
次式で表わされる。
Ｉｔ ＝ （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、次のようにして許容角加速度β１
を求める。
速度算出手段２７は、次のようにして許容角加速度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１
０２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く為
で強度評価が行われる。
０２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く為
で強度評価が行われる。
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βＷ′、ブームＢ以外の上部旋回体
の全構成要素（ブームフット１０２等）の旋回軸回りの
モーメントをＩｕとすると、上記旋回に起因して旋回軸
１０１回りに作用するモーメントＮｂは Ｎｂ＝Ｉｖ βｖ’ ＋ （Ｉｂ ＋Ｉｕ
）β’−（１）となる。一方、ブームＢの横曲げ強度に
ついての許容条件は次の （２）式で表される。
り荷Ｃの角加速度をβＷ′、ブームＢ以外の上部旋回体
の全構成要素（ブームフット１０２等）の旋回軸回りの
モーメントをＩｕとすると、上記旋回に起因して旋回軸
１０１回りに作用するモーメントＮｂは Ｎｂ＝Ｉｖ βｖ’ ＋ （Ｉｂ ＋Ｉｕ
）β’−（１）となる。一方、ブームＢの横曲げ強度に
ついての許容条件は次の （２）式で表される。
Ｎｂ ／Ｒ≦（ＥＷＩＩ ・＝ （２）この （２
）式に （１）式を代入すると、（Ｉｔβｖ’ ＋ （
Ｉｂ ＋Ｉｕ）β′）／Ｒ≦αＷｏ・・・ （３） 一方、吊り荷Ｃの荷振れがなく、かつ上部旋回体と吊り
荷Ｃがともに角速度Ω０で旋回している状態から上部旋
回体を荷振れを残さない角加速度β′ （その算出要領
は後述する）で制動する場合、吊り荷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。
）式に （１）式を代入すると、（Ｉｔβｖ’ ＋ （
Ｉｂ ＋Ｉｕ）β′）／Ｒ≦αＷｏ・・・ （３） 一方、吊り荷Ｃの荷振れがなく、かつ上部旋回体と吊り
荷Ｃがともに角速度Ω０で旋回している状態から上部旋
回体を荷振れを残さない角加速度β′ （その算出要領
は後述する）で制動する場合、吊り荷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。
いま、吊り荷Ｃについて第４図に示されるような振り子
のモデルを考える。旋回加減速時、吊り荷Ｃには逆向き
の慣性力が作用するので、吊り荷Ｃの振れ角をθ、ロー
プ長を１ （エル）、ブームトップの旋回速度を■とす
ると、次式が得られる。
のモデルを考える。旋回加減速時、吊り荷Ｃには逆向き
の慣性力が作用するので、吊り荷Ｃの振れ角をθ、ロー
プ長を１ （エル）、ブームトップの旋回速度を■とす
ると、次式が得られる。
θ＋（ｇ ／ ｌ ）θ＝−Ｖ／ｌ ・・・ （
４）ここで、ブームトップの加速度をａ（制動時ではａ
く０）とすると、 Ｖ＝Ｖｏ ＋ａ ｔ ・・・ （５
）ここで、■ｏは制動前のブームトップの旋回速度（＝
Ｒ・Ω０）である。ここで、 （４）式に （５）式を
微分して代入すると、 θ＋（ｇ ／ １ ）θ＝−ａ／１ この微分方程式から θ＝ＡｚｃｏＩωｔ ＋Ｂ−ｓｉｎωｔ−ａ／ ｇ−（
６）７３ ＝−Ａω弓ｉｎωｔ＋Ｂω、ｃｏｓωｔ
＋＋＋ （７）ただしω＝ｆｉ７了 が得られる。この式に初期条件１＝０でθ＝０．４＝ｏ
を適用すると、 θ＝ （ａ／ ｇ）・（ｃｏｓωｔ −１）θ＝−（ａ
ω／ｇ）・ｐｉｎωｔ ｅ＝−（ａω２／ｇ）、ｃｏｓωｔ が得られる。これらを、吊り荷Ｃの旋回方向の変位ｕ１
速度０、加速度Ｕに直すと、 Ｕ＝θａ１＝ （ａ １／ｇ）・（ｃｏ＋ωｔ−１）＝
（ａ／ω２）・（ｃｏｓωｔ−１） ６＝θ・ｌ＝ −（ａωｌ／ｇ）・ｓｉｎωｔ＝−（ａ
／ω）・ｔｉｎωｔ ｕ＝ｅ−１＝−（ａω２１／ｇ）−ｃｏｓωｔ＝−ａ−
ＣＯＩω ｔ となる。ここで求められる加速度Ｕは、上部旋回体に対
する吊り荷Ｃの相対加速度であるので、この吊り荷Ｃの
絶対加速度（すなわち地面に対する加速度）ａｔは次式
で表わされる。
４）ここで、ブームトップの加速度をａ（制動時ではａ
く０）とすると、 Ｖ＝Ｖｏ ＋ａ ｔ ・・・ （５
）ここで、■ｏは制動前のブームトップの旋回速度（＝
Ｒ・Ω０）である。ここで、 （４）式に （５）式を
微分して代入すると、 θ＋（ｇ ／ １ ）θ＝−ａ／１ この微分方程式から θ＝ＡｚｃｏＩωｔ ＋Ｂ−ｓｉｎωｔ−ａ／ ｇ−（
６）７３ ＝−Ａω弓ｉｎωｔ＋Ｂω、ｃｏｓωｔ
＋＋＋ （７）ただしω＝ｆｉ７了 が得られる。この式に初期条件１＝０でθ＝０．４＝ｏ
を適用すると、 θ＝ （ａ／ ｇ）・（ｃｏｓωｔ −１）θ＝−（ａ
ω／ｇ）・ｐｉｎωｔ ｅ＝−（ａω２／ｇ）、ｃｏｓωｔ が得られる。これらを、吊り荷Ｃの旋回方向の変位ｕ１
速度０、加速度Ｕに直すと、 Ｕ＝θａ１＝ （ａ １／ｇ）・（ｃｏ＋ωｔ−１）＝
（ａ／ω２）・（ｃｏｓωｔ−１） ６＝θ・ｌ＝ −（ａωｌ／ｇ）・ｓｉｎωｔ＝−（ａ
／ω）・ｔｉｎωｔ ｕ＝ｅ−１＝−（ａω２１／ｇ）−ｃｏｓωｔ＝−ａ−
ＣＯＩω ｔ となる。ここで求められる加速度Ｕは、上部旋回体に対
する吊り荷Ｃの相対加速度であるので、この吊り荷Ｃの
絶対加速度（すなわち地面に対する加速度）ａｔは次式
で表わされる。
ａ ｖ ＝ ａ ＋ ｕ ＝ （１−ｃｏｓωｔ ）
ａここで、ａｖ＝βｖ’Ｒ，ａ＝βＲであるから、βＷ
’ ＝ （１−ｃｏｓωｔ）β’ −（６）
が得られる。
ａここで、ａｖ＝βｖ’Ｒ，ａ＝βＲであるから、βＷ
’ ＝ （１−ｃｏｓωｔ）β’ −（６）
が得られる。
第６図は、ブームＢの角速度Ω、および （６）式に基
づいて求められた吊り荷Ｃの角速度ΩＷを、振動モード
数が１の場合について各々実線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、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
過した時点で吊り荷Ｃの角加速度βＷ はブームＢの角
加速度β′の２倍となる。
づいて求められた吊り荷Ｃの角速度ΩＷを、振動モード
数が１の場合について各々実線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、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
過した時点で吊り荷Ｃの角加速度βＷ はブームＢの角
加速度β′の２倍となる。
これに対し、振動モード数がｎ（≧２）の場合、吊り荷
Ｃの角速度ΩＷは旋回制動中にｎ周期分の振動を行うが
、吊り荷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。
Ｃの角速度ΩＷは旋回制動中にｎ周期分の振動を行うが
、吊り荷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。
従ってこの実施例では、安全率を考慮してｋ〉２となる
ような係数ｋが導入され、βｖ ＝にβとして演算が
進められる。
ような係数ｋが導入され、βｖ ＝にβとして演算が
進められる。
この式βｖ ＝にβ′を上記 （３）式に代入すると
、 １（Ｗ／ｇ）Ｒ−ｋβ’ ＋ （Ｉｂ ＋ＩＯ）
β′）／Ｒ≦αＷｏ ・・・ （７） この （７）式を満たす最大の角加速度β′が許容角加
速度β、として設定される。
、 １（Ｗ／ｇ）Ｒ−ｋβ’ ＋ （Ｉｂ ＋ＩＯ）
β′）／Ｒ≦αＷｏ ・・・ （７） この （７）式を満たす最大の角加速度β′が許容角加
速度β、として設定される。
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β工と、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）ΩＧとに基づき、
以下のようにして実際の旋回角加速度βを算出する。
れた許容角加速度β工と、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）ΩＧとに基づき、
以下のようにして実際の旋回角加速度βを算出する。
いま、吊り荷Ｃについて前記第４図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上述のように θ＋（ｇ／ｌ）θ＝−Ｖ／１ ・・・ （４）Ｖ＝Ｖ
ｏ ＋ａ ｔ ・・・ （５）となる。ここで、 （
５）式の両辺を時間ｔで微分して （４）式の右辺に代
入し、初期条件（ｔ＝０でθ＝０．θ＝０）の下で積分
すると次式が得られる。
デルを考えると、この系の微分方程式は上述のように θ＋（ｇ／ｌ）θ＝−Ｖ／１ ・・・ （４）Ｖ＝Ｖ
ｏ ＋ａ ｔ ・・・ （５）となる。ここで、 （
５）式の両辺を時間ｔで微分して （４）式の右辺に代
入し、初期条件（ｔ＝０でθ＝０．θ＝０）の下で積分
すると次式が得られる。
（υ／ω）２＋（θ＋ａ／ｇ） ２＝ （ａ／ｇ） ま
ただし、ω＝Ｆ７７下 この式を６／ωとθに関する位相平面上に表すと、第５
図に示されるように、点Ａ （０，−ａ／ｇ）を中心と
して原点０ （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０から変化して同状態に復帰する周期Ｔは、Ｔ＝２
π／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
全停止するような角加速度βを設定すれば、荷振れを残
さないクレーンの停止制御が実現される。ここで、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、上記角加速度βは次式で求められる。
ただし、ω＝Ｆ７７下 この式を６／ωとθに関する位相平面上に表すと、第５
図に示されるように、点Ａ （０，−ａ／ｇ）を中心と
して原点０ （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０から変化して同状態に復帰する周期Ｔは、Ｔ＝２
π／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
全停止するような角加速度βを設定すれば、荷振れを残
さないクレーンの停止制御が実現される。ここで、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、上記角加速度βは次式で求められる。
β＝−Ωｏ／ｎＴ
＝−ωΩｃ ／ ２ ｎπ（ｎは自然数）・・・ （８
）一方、ブームＢの横曲げ強度の許容条件はβ１≦β１
であるので、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
に旋回を制動、停止させるための旋回角加速度βを得る
ことができる。
）一方、ブームＢの横曲げ強度の許容条件はβ１≦β１
であるので、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
に旋回を制動、停止させるための旋回角加速度βを得る
ことができる。
次に、制動トルク算出手段２９および吊り街角加速度算
出手段３１は、上記旋回角加速度βで上部旋回体を制動
させるのに要するトルクを算出する。その算出手順を第
３図のフローチャートに基づいて説明する。
出手段３１は、上記旋回角加速度βで上部旋回体を制動
させるのに要するトルクを算出する。その算出手順を第
３図のフローチャートに基づいて説明する。
まず、制動トルク算出手段２９における上部旋回体制動
トルク算出手段２９１は、上記旋回角加速度βで上部旋
回体本体を制動させ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。
トルク算出手段２９１は、上記旋回角加速度βで上部旋
回体本体を制動させ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。
Ｔｓ ＝ｌ （Ｉｂ ＋Ｉｕ ｌβＩ −（
９）一方、吊り背角加速度算出手段３１は、上記旋回角
加速度βで制動する場合の実際の吊り荷Ｃの角加速度β
Ｗを計算する（ステップ３２）。この吊り背角加速度β
Ｗを求める式は、前記 （６）式と同様であり、次式で
表わされる。
９）一方、吊り背角加速度算出手段３１は、上記旋回角
加速度βで制動する場合の実際の吊り荷Ｃの角加速度β
Ｗを計算する（ステップ３２）。この吊り背角加速度β
Ｗを求める式は、前記 （６）式と同様であり、次式で
表わされる。
βｖ ＝＝ （１−ｃｏｓωｔ）−β −（１
０１次に、吊り荷制動トルク算出手段２９２は、上記吊
り背角加速度βＷに基づき、吊り荷Ｃを制動させるのに
必要な制動トルクＴｖを計算する（ステップＳ３）。こ
の吊り荷制動トルクＴｖは次式％式％ 次に、全制動トルク算出手段２９３は、上記上部旋回体
制動トルクＴｓおよび吊り荷制動トルクＴｖの和を全制
動トルクＴ１として計算しくステップＳ４）、モータ圧
力制御手段３０に出力する。
０１次に、吊り荷制動トルク算出手段２９２は、上記吊
り背角加速度βＷに基づき、吊り荷Ｃを制動させるのに
必要な制動トルクＴｖを計算する（ステップＳ３）。こ
の吊り荷制動トルクＴｖは次式％式％ 次に、全制動トルク算出手段２９３は、上記上部旋回体
制動トルクＴｓおよび吊り荷制動トルクＴｖの和を全制
動トルクＴ１として計算しくステップＳ４）、モータ圧
力制御手段３０に出力する。
モータ圧力制御手段３０は、上記全制動トルクＴ（に対
応する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。
応する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。
この実施例では、上記全制動トルクＴ＋ と油圧モータ
の差圧ΔＰとの間に第７図の実線６０に示されるような
関係があり、式で表わすと次のようになる。
の差圧ΔＰとの間に第７図の実線６０に示されるような
関係があり、式で表わすと次のようになる。
）−ΔＰｏ≦ΔＰ〈ΔＰ１の場合
Ｔ＋ ＝ （ΔＰ＋ΔＰｏ） ・ＱＨ／２００π・・
・ （１２） ｉ）ΔＰ≧ΔＰ１の場合 Ｔ＋ ＝ （ΔＰ −ＱＨ／ ２００π） ・ １
０ ・ ηｍ・・・ （１３） ただし、ＱＨ：モータ容量 ｉｏ ・絶減速比 ηｍ ・機械効率 ΔＰｏ ：モータの無負荷 での損失圧力 なお、上記モータ差圧Δｐｔは、 （１２）式で表わさ
れる直線と （１３）式で表わされる直線との交点にお
けるΔＰの値を示す。
・ （１２） ｉ）ΔＰ≧ΔＰ１の場合 Ｔ＋ ＝ （ΔＰ −ＱＨ／ ２００π） ・ １
０ ・ ηｍ・・・ （１３） ただし、ＱＨ：モータ容量 ｉｏ ・絶減速比 ηｍ ・機械効率 ΔＰｏ ：モータの無負荷 での損失圧力 なお、上記モータ差圧Δｐｔは、 （１２）式で表わさ
れる直線と （１３）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 （１２）式または （１３）式に上記全
制動トルクＴｌを代入することにより、この制動トルク
Ｔ＋を得るための油圧モータの差圧ΔＰを得ることがで
きる。
制動トルクＴｌを代入することにより、この制動トルク
Ｔ＋を得るための油圧モータの差圧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
（１４）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。
（１４）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。
Ｐｂ ＝Ｐａ＋ΔＰ ・・・ （１４）以上
のステップＳ −８５の動作を、旋回停止が完了するま
で一定の制御終期毎に実行することにより（ステップＳ
６）、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、吊り荷Ｃの振れを残す
ことなく確実に上部旋回体を停止させることができる。
のステップＳ −８５の動作を、旋回停止が完了するま
で一定の制御終期毎に実行することにより（ステップＳ
６）、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、吊り荷Ｃの振れを残す
ことなく確実に上部旋回体を停止させることができる。
なお、本発明はこのような実施例に限定されるものでな
く、例として次のような態様をとることも可能である。
く、例として次のような態様をとることも可能である。
（１） 上記実施例では、理論式から吊り荷の角加速
度βＷを求め、これに基づいて吊り荷制動トルクＴｖを
算出するようにしているが、本発明はこれに限らず、例
えばセンサによって旋回制動中の吊り荷Ｃの振れ状態（
振れ角θ等）を時々刻々検出し、その検出結果から吊り
荷制動トルクＴｖを求めるようにしてもよい。
度βＷを求め、これに基づいて吊り荷制動トルクＴｖを
算出するようにしているが、本発明はこれに限らず、例
えばセンサによって旋回制動中の吊り荷Ｃの振れ状態（
振れ角θ等）を時々刻々検出し、その検出結果から吊り
荷制動トルクＴｖを求めるようにしてもよい。
その具体的な演算内容を示す。いま、吊り荷Ｃの質量を
ｍ（＝Ｗ／ｇ）とすると、吊り荷Ｃの振れ角θと吊り荷
Ｃの旋回方向の加速度ａｔとの関係は、次式で表わされ
る。
ｍ（＝Ｗ／ｇ）とすると、吊り荷Ｃの振れ角θと吊り荷
Ｃの旋回方向の加速度ａｔとの関係は、次式で表わされ
る。
ｔａｎθ＝ ｍ ａ ｗ ／ ｍ ｇ ＝ ａ ｖ ／
ｇここで、θは十分に小さいので、 …θ＝θ 従って θ＝ ａ ｖ ／ ｇ 、’、ａｖ＝ｇθ ・・・（１５）この （１
５）式およびａｔ ＝ＲβＷを前記 （１１）式に代入
すれば、 Ｔｖ −ｌ （Ｗ／ｇ）Ｒθｌ −（１６
）を得ることができ、この （１６）式から、振れ角θ
に基づき吊り荷制動トルクＴｖを求めることができる。
ｇここで、θは十分に小さいので、 …θ＝θ 従って θ＝ ａ ｖ ／ ｇ 、’、ａｖ＝ｇθ ・・・（１５）この （１
５）式およびａｔ ＝ＲβＷを前記 （１１）式に代入
すれば、 Ｔｖ −ｌ （Ｗ／ｇ）Ｒθｌ −（１６
）を得ることができ、この （１６）式から、振れ角θ
に基づき吊り荷制動トルクＴｖを求めることができる。
このようにセンサ等によって吊り荷の振れ状態を検出し
、これに基づいて旋回停止制御を行うようにすれば、よ
り実状に即した精度の高い旋回停止制御を実現すること
ができる。ただし、上記実施例のように理論式を用いて
吊り荷制動トルクを演算するものにおいては、センサが
不要であるためにより低コストで上記効果が得られる利
点がある。
、これに基づいて旋回停止制御を行うようにすれば、よ
り実状に即した精度の高い旋回停止制御を実現すること
ができる。ただし、上記実施例のように理論式を用いて
吊り荷制動トルクを演算するものにおいては、センサが
不要であるためにより低コストで上記効果が得られる利
点がある。
（２） 本発明では、従来と同様に上部旋回体および
吊り荷の制動トルクを共通の角加速度に基づいて求め、
これとは別個に上記吊り荷の振れを考慮したトルク補正
量を演算して、両者の和をとるようにしてもよい。この
場合も、上記トルク補正量の足し込みによって吊り荷制
動トルクが結果的に求められることになり、上記実施例
と同様の効果を得ることができる。
吊り荷の制動トルクを共通の角加速度に基づいて求め、
これとは別個に上記吊り荷の振れを考慮したトルク補正
量を演算して、両者の和をとるようにしてもよい。この
場合も、上記トルク補正量の足し込みによって吊り荷制
動トルクが結果的に求められることになり、上記実施例
と同様の効果を得ることができる。
（３） 本発明が適用される建設機械の種類は問わず
、旋回可能な上部旋回体の所定位置に荷が吊り下げられ
るものであれば適用が可能である。旋回駆動手段も油圧
、電気を問わず、上記要領で制動トルクを算出すること
により、旋回制動中の荷振れを考慮した高精度の制御を
実現することができる。
、旋回可能な上部旋回体の所定位置に荷が吊り下げられ
るものであれば適用が可能である。旋回駆動手段も油圧
、電気を問わず、上記要領で制動トルクを算出すること
により、旋回制動中の荷振れを考慮した高精度の制御を
実現することができる。
以上のように本発明は、算出された旋回角加速度で上部
旋回体を制動させるための制動トルクと、吊り荷を制動
させるための制動トルクとを個別に求め、両者に基づい
て全制動トルクを設定するようにしたものであるので、
旋回制動中の吊り荷の振れを考慮した、より精度の高い
旋回停止制御を実現することができる効果がある。
旋回体を制動させるための制動トルクと、吊り荷を制動
させるための制動トルクとを個別に求め、両者に基づい
て全制動トルクを設定するようにしたものであるので、
旋回制動中の吊り荷の振れを考慮した、より精度の高い
旋回停止制御を実現す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図は同制御装置における制
動トルク算出手段の機能構成図、第３図は同制動トルク
算出手段による制動トルクの演算動作を示すフローチャ
ート、第４図は吊り荷の状態を単振り子として表わした
説明図、第５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６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７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、第８図は上記旋回停止制御装置が設けられたク
レーンの側面図である。 １０・・・クレーン、１０２・・・ブームフット（上部
旋回体を構成）、２０・・・演算制御装置、２８・・・
旋回角加速度算出手段、２９・・・制動トルク算出手段
、２９１・・・上部旋回体制動トルク算出手段、２９２
・・・吊り荷制動トルク算出手段、２９３・・・全制動
トルク算出手段、３０・・・モータ圧力制御手段（制御
手段）、３１・・・吊り背角加速度算出手段（吊り荷制
動トルク算出手段の一部を構成）、Ｂ・・・ブーム（上
部旋回体を構成）、Ｃ・・・吊り荷、β・・・実際の旋
回角加速度、βＷ・・・吊り荷の許容角加速度。 第 図 第 図
制御装置の機能構成図、第２図は同制御装置における制
動トルク算出手段の機能構成図、第３図は同制動トルク
算出手段による制動トルクの演算動作を示すフローチャ
ート、第４図は吊り荷の状態を単振り子として表わした
説明図、第５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６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７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、第８図は上記旋回停止制御装置が設けられたク
レーンの側面図である。 １０・・・クレーン、１０２・・・ブームフット（上部
旋回体を構成）、２０・・・演算制御装置、２８・・・
旋回角加速度算出手段、２９・・・制動トルク算出手段
、２９１・・・上部旋回体制動トルク算出手段、２９２
・・・吊り荷制動トルク算出手段、２９３・・・全制動
トルク算出手段、３０・・・モータ圧力制御手段（制御
手段）、３１・・・吊り背角加速度算出手段（吊り荷制
動トルク算出手段の一部を構成）、Ｂ・・・ブーム（上
部旋回体を構成）、Ｃ・・・吊り荷、β・・・実際の旋
回角加速度、βＷ・・・吊り荷の許容角加速度。 第 図 第 図
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １、建設機械に旋回可能に設けられ、所定位置に吊り荷
が吊下げられる上部旋回体の旋回停止制御方法であって
、所望の旋回停止制御を実現するための旋回角加速度を
算出し、この旋回角加速度に基づいて上部旋回体の制動
に必要な上部旋回体制動トルクを算出するとともに、上
記旋回角加速度および旋回制動中の吊り荷の振れ状態に
基づいて吊り荷の制動に必要な吊り荷制動トルクを算出
し、両制動トルクに基づいて制動をかけることを特徴と
する建設機械における上部旋回体の旋回停止制御方法。 ２、建設機械に旋回可能に設けられ、所定位置に吊り荷
が吊下げられる上部旋回体の旋回停止制御装置であって
、所望の旋回停止制御を実現す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、この旋回角加速度に
基づく制動トルクを算出する制動トルク算出手段と、こ
の制動トルクに基づいて上部旋回体の旋回停止制御を行
う制御手段とを備えるとともに、上記制動トルク算出手
段は、上記旋回角加速度に基づいて上部旋回体の制動に
必要な上部旋回体制動トルクを算出する上部旋回体制動
トルク算出手段と、上記旋回角加速度および旋回制動中
の吊り荷の振れ状態に基づいて吊り荷の制動に必要な吊
り荷制動トルクを算出する吊り荷制動トルク算出手段と
、両制動トルクから実際の制動トルクを算出する全制動
トルク算出手段とを備えていることを特徴とする建設機
械における上部旋回体の旋回停止制御装置。
Priority Applications (6)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2281116A JPH07110759B2 (ja) | 1990-10-18 | 1990-10-18 | 建設機械における上部旋回体の旋回停止制御方法および装置 |
| US07/777,163 US5272877A (en) | 1990-10-18 | 1991-10-16 | Method and apparatus for controlling swing stop of upper swing body in construction machine |
| DE69111181T DE69111181T2 (de) | 1990-10-18 | 1991-10-17 | Verfahren und Vorrichtung zum Steuern des Anhaltens der Drehbewegung eines drehenden Oberteils einer Baumaschine. |
| KR1019910018301A KR960000109B1 (ko) | 1990-10-18 | 1991-10-17 | 건설기계의 상부 선회체 선회정지 제어방법 및 그 제어장치 |
| ES91117770T ES2077134T3 (es) | 1990-10-18 | 1991-10-17 | Metodo y aparato para controlar la parada del giro de un cuerpo superior de giro en una maquina de construccion. |
| EP91117770A EP0481501B1 (en) | 1990-10-18 | 1991-10-17 | Method and apparatus for controlling slewing stop of upper slewing body in construction machine |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2281116A JPH07110759B2 (ja) | 1990-10-18 | 1990-10-18 | 建設機械における上部旋回体の旋回停止制御方法および装置 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH04153197A true JPH04153197A (ja) | 1992-05-26 |
| JPH07110759B2 JPH07110759B2 (ja) | 1995-11-29 |
Family
ID=17634579
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2281116A Expired - Lifetime JPH07110759B2 (ja) | 1990-10-18 | 1990-10-18 | 建設機械における上部旋回体の旋回停止制御方法および装置 |
Country Status (6)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US5272877A (ja) |
| EP (1) | EP0481501B1 (ja) |
| JP (1) | JPH07110759B2 (ja) |
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