JPH05254784A - クレーンの旋回停止制御方法および装置 - Google Patents
クレーンの旋回停止制御方法および装置Info
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- JPH05254784A JPH05254784A JP5813192A JP5813192A JPH05254784A JP H05254784 A JPH05254784 A JP H05254784A JP 5813192 A JP5813192 A JP 5813192A JP 5813192 A JP5813192 A JP 5813192A JP H05254784 A JPH05254784 A JP H05254784A
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 油圧モータでブームを旋回駆動するクレーン
において、油圧モータの停止時に荷振れを残さず、かつ
ブ―ムの横曲げ強度を考慮したブームの旋回制動を、モ
ータ制動側圧力の制御可能範囲内で正確に行う。 【構成】 式β＝−ωΩo ／２ｎπに基づいて、停止時
に荷振れを残さない旋回角加速度βを算出するもの。ブ
―ムＢの慣性モ―メントや許容荷重等からブ―ムＢの横
曲げ強度に基づく許容角加速度β1を算出するととも
に、上記旋回角加速度βで制動を行う時に必要な最大制
動側圧力Ｐb が予め定められた上限値Ｐcmax以下である
か否かを判定する。これにより、上記旋回角加速度βの
うち、上記許容角加速度β1以下で、かつ最大制動側圧
力Ｐb が上記上限値Ｐcmax以下となるような最小の（絶
対値が最大の）角加速度βを選定し、この旋回角加速度
βで旋回停止制御を行う。
において、油圧モータの停止時に荷振れを残さず、かつ
ブ―ムの横曲げ強度を考慮したブームの旋回制動を、モ
ータ制動側圧力の制御可能範囲内で正確に行う。 【構成】 式β＝−ωΩo ／２ｎπに基づいて、停止時
に荷振れを残さない旋回角加速度βを算出するもの。ブ
―ムＢの慣性モ―メントや許容荷重等からブ―ムＢの横
曲げ強度に基づく許容角加速度β1を算出するととも
に、上記旋回角加速度βで制動を行う時に必要な最大制
動側圧力Ｐb が予め定められた上限値Ｐcmax以下である
か否かを判定する。これにより、上記旋回角加速度βの
うち、上記許容角加速度β1以下で、かつ最大制動側圧
力Ｐb が上記上限値Ｐcmax以下となるような最小の（絶
対値が最大の）角加速度βを選定し、この旋回角加速度
βで旋回停止制御を行う。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、油圧モータでブームが
駆動されるクレーンにおいて、停止時に吊荷の振れを残
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。
駆動されるクレーンにおいて、停止時に吊荷の振れを残
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。
【０００２】
【従来の技術】従来、クレーンにおいて、ブ―ムの停止
時に吊荷の振れを残すことなくブ―ムの旋回を自動的に
制動、停止させる装置としては、特開平３−１８５９６
号公報に示されるものがある。この装置は、ブームの旋
回制動を行う前に、ブームの状態に基づいてその横曲げ
強度を考慮した許容条件を算出しておき、この許容条件
を満たす範囲内で、上記吊荷の振れを残さずにブームを
制動・停止させることができる最大の旋回角加速度βを
演算し、この旋回角加速度でブームの旋回制動を自動的
に行うようにしたものである。このような装置によれ
ば、荷振れを残さず、かつ、急激な旋回制動によるブー
ムの破損を防ぎながら、ブームの制動を開始してから停
止させるまでの時間を可及的に短縮することができる。
時に吊荷の振れを残すことなくブ―ムの旋回を自動的に
制動、停止させる装置としては、特開平３−１８５９６
号公報に示されるものがある。この装置は、ブームの旋
回制動を行う前に、ブームの状態に基づいてその横曲げ
強度を考慮した許容条件を算出しておき、この許容条件
を満たす範囲内で、上記吊荷の振れを残さずにブームを
制動・停止させることができる最大の旋回角加速度βを
演算し、この旋回角加速度でブームの旋回制動を自動的
に行うようにしたものである。このような装置によれ
ば、荷振れを残さず、かつ、急激な旋回制動によるブー
ムの破損を防ぎながら、ブームの制動を開始してから停
止させるまでの時間を可及的に短縮することができる。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】上記のようなクレーン
において、ブームの旋回に油圧モータが用いられる場
合、この油圧モータを実際に制動させる手段としては、
モータ排出側に圧力制御弁を設けておき、この圧力制御
弁における設定圧力（制動側圧力）を高めることによっ
てブームに旋回制動をかけることが一般に行われる。し
かしながら、上記公報に示される装置で演算された旋回
角加速度βにより制動を行おうとする場合、この旋回角
加速度βを得るために必要な制動側圧力が上記圧力制御
弁の制御範囲を超える（すなわち圧力制御弁において調
節される設定圧力の上限値を上回る）と、上記旋回角加
速度βによる制動は不可能となり、実際にはこれよりも
低い角加速度でブームの旋回制動が行われることにな
る。このため、ブームの停止時に吊荷の振れが残り、ま
た、ブームが目標停止点で停止できずに行き過ぎてしま
うおそれがある。
において、ブームの旋回に油圧モータが用いられる場
合、この油圧モータを実際に制動させる手段としては、
モータ排出側に圧力制御弁を設けておき、この圧力制御
弁における設定圧力（制動側圧力）を高めることによっ
てブームに旋回制動をかけることが一般に行われる。し
かしながら、上記公報に示される装置で演算された旋回
角加速度βにより制動を行おうとする場合、この旋回角
加速度βを得るために必要な制動側圧力が上記圧力制御
弁の制御範囲を超える（すなわち圧力制御弁において調
節される設定圧力の上限値を上回る）と、上記旋回角加
速度βによる制動は不可能となり、実際にはこれよりも
低い角加速度でブームの旋回制動が行われることにな
る。このため、ブームの停止時に吊荷の振れが残り、ま
た、ブームが目標停止点で停止できずに行き過ぎてしま
うおそれがある。
【０００４】本発明は、このような事情に鑑み、油圧モ
ータでブームを旋回駆動するクレーンにおいて、上記油
圧モータの制動側圧力の制御範囲に限りがある場合で
も、油圧モータの停止時に荷振れを残さず、かつブ―ム
の横曲げ強度を考慮したブームの旋回制動を正確に行う
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。
ータでブームを旋回駆動するクレーンにおいて、上記油
圧モータの制動側圧力の制御範囲に限りがある場合で
も、油圧モータの停止時に荷振れを残さず、かつブ―ム
の横曲げ強度を考慮したブームの旋回制動を正確に行う
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。
【０００５】
【課題を解決するための手段】本発明は、油圧モータに
より旋回駆動されるブ―ムの所定位置に吊荷が吊下げら
れるクレーンの旋回停止制御方法であって、吊荷の旋回
半径、重量、ブ―ムの慣性モ―メント、およびブ―ムの
許容荷重からブ―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た後、この許容条件と、上記油圧モ
ータの制動側圧力の上限値とに基づいて下記式に示され
る旋回角加速度βを算出し、この旋回角加速度βでブー
ムの旋回を制動し、停止させるものである（請求項
１）。
より旋回駆動されるブ―ムの所定位置に吊荷が吊下げら
れるクレーンの旋回停止制御方法であって、吊荷の旋回
半径、重量、ブ―ムの慣性モ―メント、およびブ―ムの
許容荷重からブ―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た後、この許容条件と、上記油圧モ
ータの制動側圧力の上限値とに基づいて下記式に示され
る旋回角加速度βを算出し、この旋回角加速度βでブー
ムの旋回を制動し、停止させるものである（請求項
１）。
【０００６】
【数３】β＝−ωΩo／２ｎπ ここでｎは、βが上記許容条件を満たし、かつこのβで
の旋回制動において必要となるモータ制動側圧力が上記
上限値以下となるような最小の自然数、Ωo は旋回停止
制御開始前のブ―ムの旋回角速度、ω＝√（ｇ／ｌ）で
あり、ｇは重力角速度、ｌは吊荷の振れ半径を示す。
の旋回制動において必要となるモータ制動側圧力が上記
上限値以下となるような最小の自然数、Ωo は旋回停止
制御開始前のブ―ムの旋回角速度、ω＝√（ｇ／ｌ）で
あり、ｇは重力角速度、ｌは吊荷の振れ半径を示す。
【０００７】また本発明は、上記方法を実施するための
装置であって、吊荷の旋回半径、重量、ブ―ムの慣性モ
―メント、およびブ―ムの許容荷重からブ―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下記式に示され
るブ―ムの旋回角加速度βを同式の自然数ｎが小さいも
のから順に算出する旋回角加速度算出手段と、上記油圧
モータの駆動側圧力を検出する圧力検出手段と、この検
出された駆動側圧力に基づいて、上記旋回角加速度算出
手段で順次算出される旋回角加速度βを得るための油圧
モータの最大制動側圧力が一定の上限値以下であるか否
かを判定し、この上限値以下で最大の最大制動側圧力を
選出してこの最大制動側圧力で上記ブームの旋回を制動
し、停止させるモータ圧力演算制御手段とを備えたもの
である（請求項２）。
装置であって、吊荷の旋回半径、重量、ブ―ムの慣性モ
―メント、およびブ―ムの許容荷重からブ―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下記式に示され
るブ―ムの旋回角加速度βを同式の自然数ｎが小さいも
のから順に算出する旋回角加速度算出手段と、上記油圧
モータの駆動側圧力を検出する圧力検出手段と、この検
出された駆動側圧力に基づいて、上記旋回角加速度算出
手段で順次算出される旋回角加速度βを得るための油圧
モータの最大制動側圧力が一定の上限値以下であるか否
かを判定し、この上限値以下で最大の最大制動側圧力を
選出してこの最大制動側圧力で上記ブームの旋回を制動
し、停止させるモータ圧力演算制御手段とを備えたもの
である（請求項２）。
【０００８】
【数４】β＝−ωΩo ／２ｎπ ここでｎはβが上記許容条件を満たすような自然数、Ω
o は旋回停止制御開始前のブ―ムの角速度、ω＝√（ｇ
／ｌ）であり、ｇは重力角速度、ｌは吊荷の振れ半径を
示す。
o は旋回停止制御開始前のブ―ムの角速度、ω＝√（ｇ
／ｌ）であり、ｇは重力角速度、ｌは吊荷の振れ半径を
示す。
【０００９】
【作用】上記構成によれば、ブ―ムの許容荷重等の諸条
件に基づいて、ブ―ムの横曲げ強度に基づく旋回角加速
度の条件が算出されるとともに、この条件を満たす範囲
内で、停止時に荷振れを残さずにクレーンを制動、停止
させることができる旋回角加速度が算出される。しか
も、この旋回角加速度のうち、その角加速度を得るため
のモータ制動側圧力が上限値を上回る角加速度は除外さ
れ、モータ制動側圧力が上記上限値以下となる最小（絶
対値が最大）の旋回角加速度が旋回制動に採用されるこ
ととなる。
件に基づいて、ブ―ムの横曲げ強度に基づく旋回角加速
度の条件が算出されるとともに、この条件を満たす範囲
内で、停止時に荷振れを残さずにクレーンを制動、停止
させることができる旋回角加速度が算出される。しか
も、この旋回角加速度のうち、その角加速度を得るため
のモータ制動側圧力が上限値を上回る角加速度は除外さ
れ、モータ制動側圧力が上記上限値以下となる最小（絶
対値が最大）の旋回角加速度が旋回制動に採用されるこ
ととなる。
【００１０】
【実施例】本発明の一実施例を図面に基づいて説明す
る。
る。
【００１１】図２に示すクレーン１０は、鉛直方向の旋
回軸１０１回りに旋回可能なブ―ムフット１０２を備
え、このブ―ムフット１０２に、Ｎ個のブ―ム部材Ｂ1
〜ＢNからなる伸縮可能なブ―ムＢが取付けられてい
る。このブ―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―ム
ポイント）にロ―プ１０４で吊荷Ｃが吊下げられてい
る。なお、以下の説明でＢm（ｍ＝１，２，…Ｎ）はブ
―ムフット１０２側から数えてｍ番目のブ―ム部材を示
すものとする。
回軸１０１回りに旋回可能なブ―ムフット１０２を備
え、このブ―ムフット１０２に、Ｎ個のブ―ム部材Ｂ1
〜ＢNからなる伸縮可能なブ―ムＢが取付けられてい
る。このブ―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―ム
ポイント）にロ―プ１０４で吊荷Ｃが吊下げられてい
る。なお、以下の説明でＢm（ｍ＝１，２，…Ｎ）はブ
―ムフット１０２側から数えてｍ番目のブ―ム部材を示
すものとする。
【００１２】このクレーンには、図１に示されるよう
に、ブ―ム長センサ１２、ブ―ム角センサ１４、吊上荷
重センサ１５、ロ―プ長センサ１６、角速度センサ１
８、コントローラ２０、および旋回駆動用の油圧システ
ム３０が設けられている。コントローラ２０は、横曲げ
評価係数設定手段２１、旋回半径算出手段２２、ブ―ム
慣性モ―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―メント算出手段２
６、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、モ―タ圧力演算手段２９
ａ、及びモータ圧力制御手段２９ｂを備えている。
に、ブ―ム長センサ１２、ブ―ム角センサ１４、吊上荷
重センサ１５、ロ―プ長センサ１６、角速度センサ１
８、コントローラ２０、および旋回駆動用の油圧システ
ム３０が設けられている。コントローラ２０は、横曲げ
評価係数設定手段２１、旋回半径算出手段２２、ブ―ム
慣性モ―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―メント算出手段２
６、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、モ―タ圧力演算手段２９
ａ、及びモータ圧力制御手段２９ｂを備えている。
【００１３】横曲げ評価係数設定手段２１は、ブ―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。
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。
【００１４】旋回半径算出手段２２は、ブ―ム長センサ
１２およびブ―ム角センサ１４により各々検出されたブ
―ム長ＬB およびブ―ム角φに基づき吊荷Ｃの旋回半径
Ｒを算出するものである。
１２およびブ―ム角センサ１４により各々検出されたブ
―ム長ＬB およびブ―ム角φに基づき吊荷Ｃの旋回半径
Ｒを算出するものである。
【００１５】ブ―ム慣性モ―メント算出手段２３は、上
記ブ―ム長ＬB およびブ―ム角φに基づき各ブ―ム部材
Ｂm の慣性モ―メントＩm を算出するものである。
記ブ―ム長ＬB およびブ―ム角φに基づき各ブ―ム部材
Ｂm の慣性モ―メントＩm を算出するものである。
【００１６】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―ム長Ｌ
B とに基づき、定格荷重メモリ２４ａに記憶されたデ―
タから定格荷重Ｗo を算出するものである。
出手段２２で算出された旋回半径Ｒと、上記ブ―ム長Ｌ
B とに基づき、定格荷重メモリ２４ａに記憶されたデ―
タから定格荷重Ｗo を算出するものである。
【００１７】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―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―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。
１５により検出されたブ―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―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。
【００１８】負荷慣性モ―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（吊荷Ｃ）の慣性モ―メン
トＩw を算出するものである。
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（吊荷Ｃ）の慣性モ―メン
トＩw を算出するものである。
【００１９】許容角加速度算出手段２７は、上記負荷慣
性モ―メントＩw 、ブ―ム慣性モ―メントＩm 、定格荷
重Ｗo 、並びにブ―ムＢの横曲げ評価係数αから、ブ―
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。
性モ―メントＩw 、ブ―ム慣性モ―メントＩm 、定格荷
重Ｗo 、並びにブ―ムＢの横曲げ評価係数αから、ブ―
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。
【００２０】旋回角加速度算出手段２８は、ロ―プ長セ
ンサ１６の検出結果より求められる吊荷Ｃのロープ長
（振れ半径）ｌ、角速度センサ１８により検出されるブ
―ムＢの旋回角速度Ωo 、並びに上記許容角加速度β1
により、実際に旋回を制動、停止させるための旋回角加
速度の候補となる角加速度βを小さいものから（絶対値
の大きなものから）順に算出するものである。
ンサ１６の検出結果より求められる吊荷Ｃのロープ長
（振れ半径）ｌ、角速度センサ１８により検出されるブ
―ムＢの旋回角速度Ωo 、並びに上記許容角加速度β1
により、実際に旋回を制動、停止させるための旋回角加
速度の候補となる角加速度βを小さいものから（絶対値
の大きなものから）順に算出するものである。
【００２１】モータ圧力演算手段２９ａは、上記旋回角
加速度算出手段２８で順次演算される旋回角加速度βを
得るために必要なモータ制動側圧力を演算し、このモー
タ制動側圧力が後述の設定圧力上限値以下であるか否か
を判定し、この上限値以下となる最大のモータ制動側圧
力を実際の旋回停止制御に用いる制動側圧力Ｐb として
選定するものである。換言すれば、このモータ圧力演算
手段２９ａは、上記旋回角加速度算出手段２８で演算さ
れる旋回角加速度βのうち、これに対応するモータ制動
側圧力が上記上限値以下となる最小（絶対値が最大）の
旋回角加速度βを選出するものである。
加速度算出手段２８で順次演算される旋回角加速度βを
得るために必要なモータ制動側圧力を演算し、このモー
タ制動側圧力が後述の設定圧力上限値以下であるか否か
を判定し、この上限値以下となる最大のモータ制動側圧
力を実際の旋回停止制御に用いる制動側圧力Ｐb として
選定するものである。換言すれば、このモータ圧力演算
手段２９ａは、上記旋回角加速度算出手段２８で演算さ
れる旋回角加速度βのうち、これに対応するモータ制動
側圧力が上記上限値以下となる最小（絶対値が最大）の
旋回角加速度βを選出するものである。
【００２２】モ―タ圧力制御手段２９ｂは、上記モータ
圧力演算手段２９ａで選定された制動側圧力Ｐb に基づ
いて油圧システム３０に制御信号を出力し、この制動側
圧力Ｐb で実際にブームＢの旋回制動を行わせるもので
あり、上記モータ圧力演算手段２９ａとともに本発明の
モータ圧力演算制御手段を構成する。
圧力演算手段２９ａで選定された制動側圧力Ｐb に基づ
いて油圧システム３０に制御信号を出力し、この制動側
圧力Ｐb で実際にブームＢの旋回制動を行わせるもので
あり、上記モータ圧力演算手段２９ａとともに本発明の
モータ圧力演算制御手段を構成する。
【００２３】油圧システム３０の一例を図３に示す。こ
の油圧システム３０は、上記ブームＢを旋回駆動するた
めの油圧モータ３１を備えている。この油圧モータ３１
の両ポートは、ライン３２ａ，３２ｂをそれぞれ介して
手動切換弁３３に接続され、さらにライン３４ａ，３４
ｂをそれぞれ介して油圧ポンプ３５の吐出口及びタンク
３６にそれぞれ接続されている。上記手動切換弁３３
は、レバー操作によって左旋回位置、右旋回位置、及び
中立フリー位置に適宜切換えられるようになっており、
例えば左旋回位置に切換えられた場合には、油圧ポンプ
３５からの吐出油をライン３４ａ，３２ａを通じて油圧
モータ３１に導入し、油圧モータ３１からの排出油をラ
イン３２ｂ，３４ｂを通じてタンク３６へ導くように構
成されている。また、ライン３４ａ，３４ｂはメインリ
リーフ弁３７を介して接続されておいる。
の油圧システム３０は、上記ブームＢを旋回駆動するた
めの油圧モータ３１を備えている。この油圧モータ３１
の両ポートは、ライン３２ａ，３２ｂをそれぞれ介して
手動切換弁３３に接続され、さらにライン３４ａ，３４
ｂをそれぞれ介して油圧ポンプ３５の吐出口及びタンク
３６にそれぞれ接続されている。上記手動切換弁３３
は、レバー操作によって左旋回位置、右旋回位置、及び
中立フリー位置に適宜切換えられるようになっており、
例えば左旋回位置に切換えられた場合には、油圧ポンプ
３５からの吐出油をライン３４ａ，３２ａを通じて油圧
モータ３１に導入し、油圧モータ３１からの排出油をラ
イン３２ｂ，３４ｂを通じてタンク３６へ導くように構
成されている。また、ライン３４ａ，３４ｂはメインリ
リーフ弁３７を介して接続されておいる。
【００２４】上記ライン３２ａ，３２ｂには、電磁比例
圧力制御弁３９が設けられている。この電磁比例圧力制
御弁３９は、油圧モータ３１からの排出油の圧力（すな
わち油圧モータ３１の制動側圧力）を制御するものであ
り、具体的には、上記排出油圧力を設定圧力に保つよう
に作動する。なお、この電磁比例圧力制御弁３９には従
来から周知のもの等が適用可能である。
圧力制御弁３９が設けられている。この電磁比例圧力制
御弁３９は、油圧モータ３１からの排出油の圧力（すな
わち油圧モータ３１の制動側圧力）を制御するものであ
り、具体的には、上記排出油圧力を設定圧力に保つよう
に作動する。なお、この電磁比例圧力制御弁３９には従
来から周知のもの等が適用可能である。
【００２５】ライン３２ａ，３２ｂにおいて上記油圧モ
ータ３１の近傍の位置には、同位置における作動油圧力
を検出する圧力センサ（圧力検出手段）４０ａ，４０ｂ
が設けられ、その検出信号が上記コントローラ２０に入
力されるようになっている。このコントローラ２０は、
上記電磁比例圧力制御弁３９に接続されており、前記モ
ータ圧力制御手段２９ｂから電磁比例圧力制御弁３９に
制御信号を出力することにより、この電磁比例圧力制御
弁３９の設定圧力をコントロールするように構成されて
いる。
ータ３１の近傍の位置には、同位置における作動油圧力
を検出する圧力センサ（圧力検出手段）４０ａ，４０ｂ
が設けられ、その検出信号が上記コントローラ２０に入
力されるようになっている。このコントローラ２０は、
上記電磁比例圧力制御弁３９に接続されており、前記モ
ータ圧力制御手段２９ｂから電磁比例圧力制御弁３９に
制御信号を出力することにより、この電磁比例圧力制御
弁３９の設定圧力をコントロールするように構成されて
いる。
【００２６】次に、このコントローラ２０が実際に行う
演算制御動作を説明する。
演算制御動作を説明する。
【００２７】まず、旋回制動を行わない通常状態では、
ポンプ圧力制御手段２９ｂからの制御信号により、電磁
比例圧力制御弁３９の設定圧力を略ゼロまで落し、ライ
ン３２ａ，３２ｂをほぼ無抵抗で作動油が流れる状態と
する。従って、この状態で例えば手動切換弁３３が左旋
回位置に切換えられることにより、油圧ポンプ３５から
の吐出油がライン３４ａ，３２ａを通じて油圧モータ３
１に導入され、ブームＢが実際に左旋回駆動されること
となる。
ポンプ圧力制御手段２９ｂからの制御信号により、電磁
比例圧力制御弁３９の設定圧力を略ゼロまで落し、ライ
ン３２ａ，３２ｂをほぼ無抵抗で作動油が流れる状態と
する。従って、この状態で例えば手動切換弁３３が左旋
回位置に切換えられることにより、油圧ポンプ３５から
の吐出油がライン３４ａ，３２ａを通じて油圧モータ３
１に導入され、ブームＢが実際に左旋回駆動されること
となる。
【００２８】ここで、旋回半径算出手段２２は、ブ―ム
長ＬB およびブ―ム角φによってブ―ムＢの撓みを考慮
に入れない旋回半径Ｒ′およびブ―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。
また、ブ―ム慣性モ―メント算出手段２３は、各ブ―ム
部材Ｂm の慣性モ―メントＩm を次式に基づいて算出す
る。
長ＬB およびブ―ム角φによってブ―ムＢの撓みを考慮
に入れない旋回半径Ｒ′およびブ―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。
また、ブ―ム慣性モ―メント算出手段２３は、各ブ―ム
部材Ｂm の慣性モ―メントＩm を次式に基づいて算出す
る。
【００２９】
【数５】 Ｉm ＝Ｉno・ cos2φ＋（Ｗm ／ｇ）・Ｒn2 ここで、Ｉnoはφ＝０の状態における各ブ―ム部材Ｂm
の重心回りの慣性モ―メント（定数）を示し、Ｗm は各
ブ―ム部材Ｂm の自重、ｇは重力加速度、Ｒmは各ブ―
ム部材Ｂm の重心の旋回半径を示す。
の重心回りの慣性モ―メント（定数）を示し、Ｗm は各
ブ―ム部材Ｂm の自重、ｇは重力加速度、Ｒmは各ブ―
ム部材Ｂm の重心の旋回半径を示す。
【００３０】一方、負荷慣性モ―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、式Ｉw ＝
（Ｗ／ｇ）Ｒ2 によって負荷慣性モ―メントＩw を算
出する。
は、吊上荷重Ｗと上記旋回半径Ｒとに基づき、式Ｉw ＝
（Ｗ／ｇ）Ｒ2 によって負荷慣性モ―メントＩw を算
出する。
【００３１】実際の旋回停止制御開始時には、図４に示
すような演算制御動作が実行される。
すような演算制御動作が実行される。
【００３２】まず、上記のようにして算出されたデ―タ
に基づき、許容角加速度算出手段２７が次のようにして
許容角加速度β1 を求める（ステップＳ１）。
に基づき、許容角加速度算出手段２７が次のようにして
許容角加速度β1 を求める（ステップＳ１）。
【００３３】一般に、クレーン１０のブ―ムＢおよびブ
―ムフット１０２は十分な強度を有しているが、ブ―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―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―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―メン
トに基づいて強度評価が行われる。
―ムフット１０２は十分な強度を有しているが、ブ―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―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―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―メン
トに基づいて強度評価が行われる。
【００３４】具体的に、旋回制動時のブ―ムＢの角加速
度をβ′、吊荷Ｃの角加速度をβ″とすると、ブ―ムＢ
の旋回に起因してその旋回中心に作用するモ―メントＮ
B は次式で表される。
度をβ′、吊荷Ｃの角加速度をβ″とすると、ブ―ムＢ
の旋回に起因してその旋回中心に作用するモ―メントＮ
B は次式で表される。
【００３５】
【数６】ＮB ＝Ｉw β″＋ΣＩm β′ ＝（Ｗ／ｇ）Ｒ2β″＋ΣＩm β′ … ここで、Ｗは吊荷Ｃの重量を示し、ΣＩm βはｍが１か
らＮまでのＩm β′の和を示す。
らＮまでのＩm β′の和を示す。
【００３６】一方、ブ―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。
容条件は次の式で表される。
【００３７】
【数７】ＮB ／Ｒ≦αＷo … この式に式を代入すると、次式が得られる。
【００３８】
【数８】 （Ｗ／ｇ）Ｒ・β″＋ΣＩm β′／Ｒ ≦ αＷo … 一方、吊荷Ｃの荷振れがなく、かつブ―ムＢと吊荷Ｃが
ともに角速度Ωo で旋回している状態からブ―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―ム
Ｂの角加速度β′および吊荷Ｃの角加速度β″は、図７
に示されるような関係を有することが確認されている。
ともに角速度Ωo で旋回している状態からブ―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―ム
Ｂの角加速度β′および吊荷Ｃの角加速度β″は、図７
に示されるような関係を有することが確認されている。
【００３９】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―ムＢの角速度Ωおよび吊
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―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―ムＢの角速度Ωは直
線的に減少するのに対し、吊荷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―ムＢの角速度Ω
と等しくなる。しかも、この時点で吊荷Ｃの角加速度
β″はブ―ムＢの角加速度β′の２倍となる。
自然数ｎを１とした場合のブ―ムＢの角速度Ωおよび吊
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―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―ムＢの角速度Ωは直
線的に減少するのに対し、吊荷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―ムＢの角速度Ω
と等しくなる。しかも、この時点で吊荷Ｃの角加速度
β″はブ―ムＢの角加速度β′の２倍となる。
【００４０】これに対し、上記自然数ｎが２以上の場合
には、ブ―ムＢの角速度Ωの勾配が１／ｎとなり、吊荷
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、吊荷Ｃ
の角加速度β″は最小時（絶対値をとれば最大時）でブ
―ムＢの角加速度β′の２倍となる。
には、ブ―ムＢの角速度Ωの勾配が１／ｎとなり、吊荷
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、吊荷Ｃ
の角加速度β″は最小時（絶対値をとれば最大時）でブ
―ムＢの角加速度β′の２倍となる。
【００４１】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、実際には旋回制動開始時に吊荷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
吊荷Ｃの角加速度β″はブ―ムＢの角加速度β′の２倍
を超えることになる。
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、実際には旋回制動開始時に吊荷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
吊荷Ｃの角加速度β″はブ―ムＢの角加速度β′の２倍
を超えることになる。
【００４２】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″＝ｋβ′として演算を進めるのが望ましい。
安全率を考慮して、ｋ＞２となるような係数ｋを導入
し、β″＝ｋβ′として演算を進めるのが望ましい。
【００４３】そこで、この式β″＝ｋβ′を上記式に
代入すると、次式が得られる。
代入すると、次式が得られる。
【００４４】
【数９】 （Ｗ／ｇ）Ｒ・ｋβ′＋ΣＩm β′／Ｒ≦αＷo … 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。
加速度β1 に設定すればよい。
【００４５】なお、上記評価係数αは一定の値に定めて
もよいが、ブ―ムＢの撓みなどを考慮して、ブ―ム長Ｌ
B 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―セントに相当する荷重、及び定
格荷重の５パ―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。
もよいが、ブ―ムＢの撓みなどを考慮して、ブ―ム長Ｌ
B 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―セントに相当する荷重、及び定
格荷重の５パ―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。
【００４６】次に、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―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―ム角速度（減速前の角速
度）Ωo とに基づいて、実際の制動に用いる旋回角加速
度の候補となる最小の（絶対値が最大の）旋回角加速度
βを算出する(ステップＳ２）。
のようにして算出された許容角加速度β1 と、ロ―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―ム角速度（減速前の角速
度）Ωo とに基づいて、実際の制動に用いる旋回角加速
度の候補となる最小の（絶対値が最大の）旋回角加速度
βを算出する(ステップＳ２）。
【００４７】その算出要領を説明する。まず、クレーン
１０に吊下げられた吊荷Ｃについて、図５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。
１０に吊下げられた吊荷Ｃについて、図５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。
【００４８】
【数１０】 ｄ2θ／ｄｔ2＋（ｇ／ｌ）θ＝−（ｄＶ／ｄｔ）／ｌ … Ｖ＝Ｖo ＋ａｔ … ここで、θは吊荷Ｃの振れ角、Ｖは時間ｔとともに変化
するブ―ムポイントの旋回速度、Ｖo は同ブ―ムポイン
トの旋回停止制御開始前の旋回速度（＝ＲΩo）、ａは
その加速度を示す。
するブ―ムポイントの旋回速度、Ｖo は同ブ―ムポイン
トの旋回停止制御開始前の旋回速度（＝ＲΩo）、ａは
その加速度を示す。
【００４９】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，ｄθ／ｄｔ＝
０）の下で積分すると、次の式が得られる。
に代入し、初期条件（ｔ＝０でθ＝０，ｄθ／ｄｔ＝
０）の下で積分すると、次の式が得られる。
【００５０】
【数１１】 ｛(ｄθ／ｄｔ)／ω}2＋（θ＋ａ／ｇ）2＝（ａ／ｇ）2 … ただし、ω＝√(ｇ／ｌ) この式を（ｄθ／ｄｔ)／ωとθに関する位相平面上に
表すと、図６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）
の経過後に完全停止するように角加速度βを設定すれ
ば、吊荷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は次式より求めることが
できる。
表すと、図６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）
の経過後に完全停止するように角加速度βを設定すれ
ば、吊荷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は次式より求めることが
できる。
【００５１】
【数１２】β＝−Ωo ／ｎＴ ＝−ωΩo ／２ｎπ （ｎは自然数） … また、ブ―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、ブームＢに過度の強度的負
担を与えずに、しかも必要最小時間で荷振れを残さずク
レーンを制動、停止させるための旋回角加速度βが算出
されることになる。
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、ブームＢに過度の強度的負
担を与えずに、しかも必要最小時間で荷振れを残さずク
レーンを制動、停止させるための旋回角加速度βが算出
されることになる。
【００５２】一方、圧力センサ４０ａ（または４０ｂ）
では、現在の駆動側圧力（ポンプ側圧力）Ｐp の測定が
行われる（ステップＳ３）。例えば、左旋回位置に手動
切換弁３３が切換えられている場合には、図３矢印方向
に作動油が流れているため、圧力センサ４０ａで検出さ
れる圧力が駆動側圧力Ｐpとなる。
では、現在の駆動側圧力（ポンプ側圧力）Ｐp の測定が
行われる（ステップＳ３）。例えば、左旋回位置に手動
切換弁３３が切換えられている場合には、図３矢印方向
に作動油が流れているため、圧力センサ４０ａで検出さ
れる圧力が駆動側圧力Ｐpとなる。
【００５３】次に、モ―タ圧力演算手段２９ａは、上記
ステップＳ２で算出された旋回角加速度βに基づき、こ
の旋回角加速度βで実際に制動をかける場合に必要な最
大制御圧力（入口側と出口側の圧力差の最大値）Ｐsmax
を演算する（ステップＳ４）。
ステップＳ２で算出された旋回角加速度βに基づき、こ
の旋回角加速度βで実際に制動をかける場合に必要な最
大制御圧力（入口側と出口側の圧力差の最大値）Ｐsmax
を演算する（ステップＳ４）。
【００５４】その算出要領の一例を示す。いま、ブ―ム
Ｂ以外の旋回部材に関する慣性モ―メントの総和をＩu
とすると、クレーン１０の傾斜を考慮に入れない場合、
旋回制動に必要なトルクＴB は、次式で表される。
Ｂ以外の旋回部材に関する慣性モ―メントの総和をＩu
とすると、クレーン１０の傾斜を考慮に入れない場合、
旋回制動に必要なトルクＴB は、次式で表される。
【００５５】
【数１３】 ＴB ＝｜（Ｗ／ｇ）Ｒ2ｋβ＋ΣＩm β＋Ｉu β｜ … 一方、このトルクＴB は油圧モ―タ３１の制御圧力（油
圧モ―タにおける入口側と出口側との差圧ΔＰ）と図８
の実線６０に示されるような関係にあり、これを式で表
わすと次のようになる。
圧モ―タにおける入口側と出口側との差圧ΔＰ）と図８
の実線６０に示されるような関係にあり、これを式で表
わすと次のようになる。
【００５６】
【数１４】ｉ）−ΔＰo ≦ΔＰ＜ΔＰ1 の場合 ＴB ＝（ΔＰ＋ΔＰo）・ＱH ／ 200π …(10) ii）ΔＰ≧ΔＰ1 の場合 ＴB ＝（ΔＰ・ＱH ／ 200π）・ｉo・ηm …（11) ただし、ＱH：モ―タ容量 ｉo：総減速比 ηm：機械効率 ΔＰo：モ―タの無負荷での損失圧力 なお、上記モ―タ差圧ΔＰ1 は、(10)式で表わされる直
線と(11)式で表わされる直線との交点におけるΔＰの値
を示す。
線と(11)式で表わされる直線との交点におけるΔＰの値
を示す。
【００５７】従って、この(10)式または(11)式を上記
式に代入することにより、油圧モ―タの差圧ΔＰ、すな
わち最大制御圧力Ｐsmaxを得ることができる。
式に代入することにより、油圧モ―タの差圧ΔＰ、すな
わち最大制御圧力Ｐsmaxを得ることができる。
【００５８】さらに、モータ圧力演算手段２９ａは、上
記駆動側圧力Ｐp 及び最大制御圧力Ｐsmaxに基づき、油
圧モータ３１の最大制動側圧力（図３では油圧モータ３
１の右側圧力）Ｐb を演算する（ステップＳ５）。具体
的に、この最大制動側圧力Ｐb は次式により求められ
る。
記駆動側圧力Ｐp 及び最大制御圧力Ｐsmaxに基づき、油
圧モータ３１の最大制動側圧力（図３では油圧モータ３
１の右側圧力）Ｐb を演算する（ステップＳ５）。具体
的に、この最大制動側圧力Ｐb は次式により求められ
る。
【００５９】
【数１５】Ｐb ＝Ｐp ＋Ｐsmax …(12) 次に、モータ圧力演算手段２９ａは、この演算で求めた
最大制動側圧力Ｐb と、前記図３に示した電磁比例圧力
制御弁３９の設定圧力の上限値（すなわち、得ることが
可能な制動側圧力の上限値）Ｐcmaxとを比較する（ステ
ップＳ６）。前者が後者を上回る場合には（ステップＳ
６でＮＯ）、この制動側圧力Ｐb に対応する旋回角加速
度βで実際に制動を行うことは不可能であるため、前記
式におけるｎにさらに１を加えた旋回角加速度、すな
わち、現在算出されている旋回角加速度よりも１ランク
低い旋回角加速度βを新たに旋回角加速度算出手段２８
に演算させる（ステップＳ７，Ｓ２）。
最大制動側圧力Ｐb と、前記図３に示した電磁比例圧力
制御弁３９の設定圧力の上限値（すなわち、得ることが
可能な制動側圧力の上限値）Ｐcmaxとを比較する（ステ
ップＳ６）。前者が後者を上回る場合には（ステップＳ
６でＮＯ）、この制動側圧力Ｐb に対応する旋回角加速
度βで実際に制動を行うことは不可能であるため、前記
式におけるｎにさらに１を加えた旋回角加速度、すな
わち、現在算出されている旋回角加速度よりも１ランク
低い旋回角加速度βを新たに旋回角加速度算出手段２８
に演算させる（ステップＳ７，Ｓ２）。
【００６０】そして、上記最大制動側圧力Ｐb が上記上
限値Ｐcmax以下となるような最小の（絶対値が最大の）
旋回角加速度βを見つけた時点で（ステップＳ６でＹＥ
Ｓ）、この旋回角加速度βで実際に旋回停止制御が開始
される（ステップＳ８）。具体的には、モータ圧力制御
手段２９ｂから電磁比例圧力制御弁３９に制御信号が出
力されることにより、その設定圧力が上記最大制動側圧
力Ｐb にまで高められ、これにより、油圧モータ３１か
らの排出油の流れが規制され、その制動側圧力が高めら
れて、上記旋回角加速度βによる正確な旋回制動が実行
される。
限値Ｐcmax以下となるような最小の（絶対値が最大の）
旋回角加速度βを見つけた時点で（ステップＳ６でＹＥ
Ｓ）、この旋回角加速度βで実際に旋回停止制御が開始
される（ステップＳ８）。具体的には、モータ圧力制御
手段２９ｂから電磁比例圧力制御弁３９に制御信号が出
力されることにより、その設定圧力が上記最大制動側圧
力Ｐb にまで高められ、これにより、油圧モータ３１か
らの排出油の流れが規制され、その制動側圧力が高めら
れて、上記旋回角加速度βによる正確な旋回制動が実行
される。
【００６１】なお、本発明はこのような実施例に限定さ
れるものではなく、例として次のような態様を採ること
も可能である。
れるものではなく、例として次のような態様を採ること
も可能である。
【００６２】(1) 上記実施例では、旋回角加速度算出手
段２８で算出される旋回角加速度βから実際のモータ制
動側圧力Ｐb を演算し、このモータ制動側圧力Ｐb と、
電磁比例圧力制御弁３９の設定圧力の上限値Ｐcmaxとを
直接比較するようにしているが、本発明において、モー
タ制動側圧力Ｐb が上限値Ｐcmax以下であるかの判定
は、必ずしも両者を直接的に比較しなくてもよい。例え
ば、上記設定圧力の上限値Ｐcmaxと駆動側圧力Ｐpとの
差である、油圧モータ３１の最大制御圧力の上限値（Ｐ
cmax−Ｐp）を予め求めておき、この上限値と、前記(1
0),(11)式で算出される最大制御圧力Ｐsmaxとの比較に
より上記判定を行うようにしてもよい。
段２８で算出される旋回角加速度βから実際のモータ制
動側圧力Ｐb を演算し、このモータ制動側圧力Ｐb と、
電磁比例圧力制御弁３９の設定圧力の上限値Ｐcmaxとを
直接比較するようにしているが、本発明において、モー
タ制動側圧力Ｐb が上限値Ｐcmax以下であるかの判定
は、必ずしも両者を直接的に比較しなくてもよい。例え
ば、上記設定圧力の上限値Ｐcmaxと駆動側圧力Ｐpとの
差である、油圧モータ３１の最大制御圧力の上限値（Ｐ
cmax−Ｐp）を予め求めておき、この上限値と、前記(1
0),(11)式で算出される最大制御圧力Ｐsmaxとの比較に
より上記判定を行うようにしてもよい。
【００６３】(2) 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―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。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）の検出が必要になるのは勿論である。
問わず、旋回可能なブ―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。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）の検出が必要になるのは勿論である。
【００６４】(3) 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。
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。
【００６５】
【発明の効果】以上のように本発明は、式β＝−ωΩo
／２ｎπに基づいて、停止時に荷振れを残さない旋回角
加速度βを算出するものであり、しかも、ブ―ムの慣性
モ―メントや許容荷重等からブ―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とともに、上記旋
回角加速度βで制動を行う時に必要な最大制動側圧力が
予め定められた上限値以下であるか否かを判定すること
により、上記旋回角加速度βのうち、上記許容条件を満
たし、かつ最大制動側圧力が上記上限値以下となるよう
な最小の（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、ブ―ムの横曲げ強度を考慮
に入れ、かつ、油圧システムの制動能力範囲内での正確
な制御を確保しながら、なるべく短時間でブームの旋回
動作を停止させることできる効果がある。
／２ｎπに基づいて、停止時に荷振れを残さない旋回角
加速度βを算出するものであり、しかも、ブ―ムの慣性
モ―メントや許容荷重等からブ―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とともに、上記旋
回角加速度βで制動を行う時に必要な最大制動側圧力が
予め定められた上限値以下であるか否かを判定すること
により、上記旋回角加速度βのうち、上記許容条件を満
たし、かつ最大制動側圧力が上記上限値以下となるよう
な最小の（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、ブ―ムの横曲げ強度を考慮
に入れ、かつ、油圧システムの制動能力範囲内での正確
な制御を確保しながら、なるべく短時間でブームの旋回
動作を停止させることできる効果がある。
【図１】本発明の一実施例におけるクレーンに設けられ
たコントローラの機能構成を示すブロック図である。
たコントローラの機能構成を示すブロック図である。
【図２】上記クレーンの全体図である。
【図３】上記クレーンに設けられた油圧システムの回路
図である。
図である。
【図４】上記コントローラにより実行される演算制御動
作を示すフローチャートである。
作を示すフローチャートである。
【図５】上記クレーンにおける吊荷の状態を単振り子と
して表したモデル図である。
して表したモデル図である。
【図６】上記吊荷の振れ角と振れ速度に関する式を位相
空間上に表したグラフである。
空間上に表したグラフである。
【図７】上記吊荷の角速度及びブームの角速度の時間変
化の特性を示すグラフである。
化の特性を示すグラフである。
【図８】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。
グラフである。
【符号の説明】 １０ クレーン ２０ コントローラ ２７ 許容角加速度算出手段 ２８ 旋回角加速度算出手段 ２９ａ モータ圧力演算手段（モータ圧力演算制御手段
を構成） ２９ｂ モータ圧力制御手段（モータ圧力演算制御手段
を構成） ３０ 油圧システム ３１ 油圧モータ ３９ 電磁比例圧力制御弁 ４０ａ，４０ｂ 圧力センサ（圧力検出手段） Ｂ ブーム Ｃ 吊荷 Ｉm ｍ番目のブーム部材の慣性モーメント ＬB ブーム長 Ｐp 油圧モータの駆動側圧力 Ｐb 油圧モータの制動側圧力 Ｐsmax 電磁比例圧力制御弁の設定圧力の上限値 Ｒ 旋回半径 Ｗo 定格荷重 ｌ 吊荷の振れ半径 β 旋回角加速度 β1 許容角加速度 Ωo 旋回停止開始前の旋回角速度
を構成） ２９ｂ モータ圧力制御手段（モータ圧力演算制御手段
を構成） ３０ 油圧システム ３１ 油圧モータ ３９ 電磁比例圧力制御弁 ４０ａ，４０ｂ 圧力センサ（圧力検出手段） Ｂ ブーム Ｃ 吊荷 Ｉm ｍ番目のブーム部材の慣性モーメント ＬB ブーム長 Ｐp 油圧モータの駆動側圧力 Ｐb 油圧モータの制動側圧力 Ｐsmax 電磁比例圧力制御弁の設定圧力の上限値 Ｒ 旋回半径 Ｗo 定格荷重 ｌ 吊荷の振れ半径 β 旋回角加速度 β1 許容角加速度 Ωo 旋回停止開始前の旋回角速度
Claims (2)
- 【請求項１】 油圧モータにより旋回駆動されるブ―ム
の所定位置に吊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、吊荷の旋回半径、重量、ブ―ムの慣性
モ―メント、およびブ―ムの許容荷重からブ―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た後、
この許容条件と、上記油圧モータの制動側圧力の上限値
とに基づいて下記式に示される旋回角加速度βを算出
し、この旋回角加速度βでブームの旋回を制動し、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。 【数１】β＝−ωΩo／２ｎπ ここでｎは、βが上記許容条件を満たし、かつこのβで
の旋回制動において必要となるモータ制動側圧力が上記
上限値以下となるような最小の自然数、Ωo は旋回停止
制御開始前のブ―ムの旋回角速度、ω＝√（ｇ／ｌ）で
あり、ｇは重力角速度、ｌは吊荷の振れ半径を示す。 - 【請求項２】 油圧モータにより旋回駆動されるブ―ム
の所定位置に吊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、吊荷の旋回半径、重量、ブ―ムの慣性
モ―メント、およびブ―ムの許容荷重からブ―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下記式に示さ
れるブ―ムの旋回角加速度βを同式の自然数ｎが小さい
ものから順に算出する旋回角加速度算出手段と、上記油
圧モータの駆動側圧力を検出する圧力検出手段と、この
検出された駆動側圧力に基づいて、上記旋回角加速度算
出手段で順次算出される旋回角加速度βを得るための油
圧モータの最大制動側圧力が一定の上限値以下であるか
否かを判定し、この上限値以下で最大の最大制動側圧力
を選出してこの最大制動側圧力で上記ブームの旋回を制
動し、停止させるモータ圧力演算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。 【数２】β＝−ωΩo ／２ｎπ ここでｎはβが上記許容条件を満たすような自然数、Ω
o は旋回停止制御開始前のブ―ムの角速度、ω＝√（ｇ
／ｌ）であり、ｇは重力角速度、ｌは吊荷の振れ半径を
示す。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP5813192A JP2501995B2 (ja) | 1992-03-16 | 1992-03-16 | クレ―ンの旋回停止制御方法および装置 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP5813192A JP2501995B2 (ja) | 1992-03-16 | 1992-03-16 | クレ―ンの旋回停止制御方法および装置 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH05254784A true JPH05254784A (ja) | 1993-10-05 |
| JP2501995B2 JP2501995B2 (ja) | 1996-05-29 |
Family
ID=13075432
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP5813192A Expired - Lifetime JP2501995B2 (ja) | 1992-03-16 | 1992-03-16 | クレ―ンの旋回停止制御方法および装置 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2501995B2 (ja) |
Cited By (8)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2013086884A1 (zh) * | 2011-12-15 | 2013-06-20 | 中联重科股份有限公司 | 可回转工程机械及其回转控制方法与装置 |
| US8505292B2 (en) | 2009-04-17 | 2013-08-13 | Kobe Steel, Ltd. | Braking control apparatus for slewing type working machine |
| US8511490B2 (en) | 2009-04-17 | 2013-08-20 | Kobe Steel, Ltd. | Slewing stop control apparatus and method for slewing type working machine |
| CN103613018A (zh) * | 2013-12-18 | 2014-03-05 | 山东建筑大学 | 一种验证塔式起重机起重量幅度信号的方法与装置 |
| JP2019148147A (ja) * | 2018-02-28 | 2019-09-05 | 株式会社小松製作所 | 積込機械の制御装置および制御方法 |
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| CN113830685A (zh) * | 2021-10-12 | 2021-12-24 | 临工集团济南重机有限公司 | 转台回转速度的控制方法及其控制系统、高空作业平台 |
| CN114105015A (zh) * | 2021-10-15 | 2022-03-01 | 中联重科股份有限公司 | 用于起重机的回转控制方法、处理器及起重机 |
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-
1992
- 1992-03-16 JP JP5813192A patent/JP2501995B2/ja not_active Expired - Lifetime
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2501995B2 (ja) | 1996-05-29 |
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