JPH05294595A - クレーンの旋回停止制御装置 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【目的】 ブーム旋回制動時の油圧モータの制動側圧力
の制御に電磁比例減圧弁を用い、その調節作業を事前に
行わずに正確な旋回停止制御を行う。 【構成】 ブームを旋回させる油圧モータの駆動側及び
制動側の圧力を変化させることにより、上記旋回の停止
制御を行うもの。モータ差圧演算手段２９１は、旋回制
動を行うためのモータ差圧ΔＰを演算する。駆動側圧力
設定手段２９２は、上記モータ差圧ΔＰに基づき駆動側
圧力Ｐpを設定し、制動側圧力算出手段２９３は、上記
駆動側圧力Ｐpで上記モータ差圧ΔＰを得るための制動
側圧力Ｐbを演算する。さらに、上記駆動側圧力設定手
段２９２は、演算される制動側圧力Ｐbが、この制動側
圧力を制御するための電磁比例減圧弁の線形性範囲内の
値になるような駆動側圧力Ｐpを設定する。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は、油圧モータによりブー
ムが旋回駆動されるクレーンの旋回停止制御装置に関す
るものである。

【０００２】

【従来の技術】従来、油圧モータでブームの旋回駆動を
行うクレーンにおいて、所定の制動角加速度でブームの
旋回自動停止を行うものとしては、実開平２−１８４８
５号公報に示されるものがある。この装置は、上記旋回
制動・停止時に、モータの吐出油をアンロードさせると
ともに、電磁比例減圧弁によりモータ排出側圧力（制動
側圧力）を高めることにより、上記制動に必要なモータ
差圧（すなわち制動側圧力から駆動側圧力（モータ吸込
み側圧力）を差し引いた圧力）を得るようにしたもので
ある。

【０００３】さらに、特開平４−７２９５号公報には、
上記装置と同様に電磁比例減圧弁を用いてモータの排出
側圧力を制御するのに加え、モータの吸込み側圧力をも
圧力制御弁で可変制御するようにし、上記制動トルクが
非常に小さくてこのトルクを得るためのモータ差圧が負
になるような場合には、上記圧力制御弁によってモータ
吸込み側圧力を高めることにより、負のモータ差圧を発
生させるようにしたものが提案されている。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】上述のように、従来の
クレーンでは、モータ排出側圧力の制御を行うのに電磁
比例減圧弁が一般に用いられている。この電磁比例減圧
弁は、安価で故障しにくい利点があり、このため各種制
御に広く使用されている。

【０００５】しかしながら、この電磁比例減圧弁は、入
力される電流値が低い領域（すなわち出力する二次圧力
が低い領域）や、電流値が高くて圧力が飽和状態に近い
領域では、入力される電流と出力される二次圧力との間
に良好な線形性が得られず、またヒステリシスが生じや
すい欠点があり、このような非線形の範囲で制御が行わ
れる時には、同じ値の電流が入力されても、この電流に
より実際に得られる二次圧力が弁によって大きくばらつ
くこととなる。このため従来は、クレーンを使用する前
に、このクレーンを実際に作動させて上記入力電流値と
これに対応して得られるモータ差圧との関係を予め調べ
ておき、この実験結果に基づいて、所望の制動トルクに
対応する入力信号の電流値を設定するといった作業が行
われているが、このような作業は非常に面倒であり、場
合によっては逆にコスト高を招くおそれもある。

【０００６】本発明は、このような事情に鑑み、安価で
故障頻度の少ない電磁比例減圧弁を用いながら、事前の
調節作業を行うことなく、正確なブーム旋回停止制御を
実行することができる装置を提供することを目的とす
る。

【０００７】

【課題を解決するための手段】本発明は、ブームを旋回
させる油圧モータを備えたクレーンにおいて、旋回制動
時における上記油圧モータの排出側圧力を変化させる制
動側圧力制御弁と、入力される電流に応じた二次圧力を
出力するように構成され、かつ、この二次圧力が上記制
動圧力制御弁のパイロット圧となるようにこの制動圧力
制御弁に接続された電磁比例減圧弁と、旋回制動時にお
ける上記油圧モータの吸込み側圧力を変化させる駆動側
圧力制御弁と、上記制動に必要な制動トルクに基づいて
油圧モータの吸込み側圧力を設定する駆動側圧力設定手
段と、上記モータ圧力演算手段で演算された吸込み側圧
力が得られるように上記駆動側圧力制御弁に制御信号を
出力する駆動側圧力制御手段と、この駆動側圧力設定手
段で設定された油圧モータの吸込み側圧力及び上記制動
トルクに基づいて油圧モータの排出側圧力を演算する制
動側圧力演算手段と、この演算された排出側圧力を得る
ための電流値をもつ制御信号を上記電磁比例減圧弁に入
力する制動側圧力制御手段とを備えるとともに、上記制
動トルクにかかわらず上記電磁比例減圧弁の二次圧力が
この電磁比例減圧弁における電流−二次圧力特性が直線
性を有する直線性領域内の圧力値になるように上記駆動
側圧力を設定するように上記駆動側圧力設定手段を構成
したものである。

【０００８】さらに、上記装置において、吊荷の旋回半
径、重量、ブームの慣性モーメント、およびブームの許
容荷重からブームの横曲げ強度に基づく旋回角加速度の
許容条件を算出する許容条件算出手段と、この許容条件
に基づいて下記式に示されるブームの旋回角加速度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、この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差圧が
上記駆動側圧力の設定範囲及び上記電磁比例減圧弁の二
次圧力の直線性領域で決まる制御可能範囲内にあるか否
かを判定し、この制御可能範囲内で制御可能な最大の旋
回角加速度を選出する旋回角加速度選定手段とを備える
ことにより、後述のようなより優れた効果が得られる
（請求項２）。

【０００９】

【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ームの角速度、ω＝√（ｇ
／ｌ）であり、ｇは重力加速度、ｌは吊荷の振れ半径を
示す。

【００１０】

【作用】請求項１記載の装置によれば、制動トルクの値
にかかわらず、換言すれば、制動に必要なモータ差圧の
値にかかわらず、制動側圧力演算手段で演算される電磁
比例減圧弁の二次圧力が必ず線形性範囲内の値となるよ
うにモータ吸込み側圧力（すなわち駆動側圧力）の圧力
値が設定されるので、上記電磁比例減圧弁及び制動側圧
力制御弁によるモータ排出側圧力の制御は、常に、電磁
比例減圧弁において電流と二次圧力との間に線形性が得
られる範囲内で実行されることになる。従って、弁ごと
の特性のバラツキによる影響を受けることなく、モータ
排出側圧力の制御を正確に行うことができる。

【００１１】さらに、請求項２記載の装置では、旋回角
加速度演算手段により、ブームの横曲げ強度を考慮し、
かつ吊荷の振れを残さずにブームを停止させるための旋
回角加速度が順次演算されるとともに、これらの旋回角
加速度のうち、この旋回角角加速度を得るための制動ト
ルクが、駆動側圧力設定手段によるモータ吸込み側圧力
の設定範囲と上記電磁比例減圧弁の線形性範囲とで自ず
と定まる制御可能範囲内に収まる最小の（絶対値が最大
の）旋回角加速度が自動的に選定され、この旋回角加速
度によってブームの旋回制動・停止制御が正確かつ可及
的短時間に実行される。

【００１２】

【実施例】本発明の一実施例を図面に基づいて説明す
る。

【００１３】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ームフット１０２を備
え、このブームフット１０２に、Ｎ個のブーム部材Ｂ₁
〜Ｂ_Nからなる伸縮可能なブームＢが取付けられてい
る。このブームＢは、水平方向の回動軸１０３を中心に
回動可能（起伏可能）に構成され、その先端部（ブーム
ポイント）にロ―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
ームフット１０２側から数えてｍ番目のブーム部材を示
すものとする。

【００１４】このクレーンには、図３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―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、ブーム
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、
駆動側圧力制御手段２９ａ、及びモータ圧力制御手段２
９ｂを備えている。

【００１５】横曲げ評価係数設定手段２１は、ブームＢ
の横曲げ強度についての評価係数αを設定するものであ
る。

【００１６】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Ｌ_B およびブーム角φに基づき吊荷Ｃの旋回半径
Ｒを算出するものである。

【００１７】ブーム慣性モ―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
Ｂm の慣性モ―メントＩm を算出するものである。

【００１８】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。

【００１９】吊上荷重算出手段２５は、吊上荷重センサ
１５により検出されたブーム倒伏用油圧シリンダの圧力
ｐと、上記旋回半径算出手段２２で算出された旋回半径
Ｒと、上記ブーム長Ｌ_B とに基づき、実際の吊上荷重Ｗ
を算出するものである。

【００２０】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。

【００２１】許容角加速度算出手段２７は、上記負荷慣
性モ―メントＩw 、ブーム慣性モ―メントＩm 、定格荷
重Ｗo 、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。

【００２２】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
ーム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。

【００２３】モータ圧力演算手段２９は、上記旋回角加
速度βを得るためのモータ吸込み側圧力（駆動側圧力）
及びモータ排出側圧力（制動側圧力）を演算するもので
あり、駆動側圧力制御手段２９ａ及び制動側圧力制御手
段２９ｂは、上記モータ圧力演算手段２９で演算された
各圧力に基づいて、油圧システム３０に制御信号を出力
することにより、実際のモータ差圧を制御するものであ
る。これらの手段２９，２９ａ，２９ｂの実際の機能に
ついては、後に詳述する。

【００２４】油圧システム３０の一例を図４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
手動式方向切換弁３３に接続され、さらにライン３４
ａ，３４ｂ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。上記方向切換
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。

【００２５】ライン３４ａ，３４ｂは、メインリリーフ
弁３７を介して相互接続されている。このメインリリー
フ弁３７には、図略の親弁と子弁とからなるバランスピ
ストン形のアンロードリリーフ弁が用いられ、その設定
圧を可変制御するために、上記子弁のベント油路に三位
置方向切換弁３８が接続されている。この三位置方向切
換弁３８は、上記コントローラ２０における駆動側圧力
制御手段２９ａからの制御信号により、位置切換される
ものであり、図の上位置に切換えられた状態で、上記ベ
ント油路をタンク３６に直結し、図の中央位置で、上記
ベント油路を設定圧制御用リリーフ弁３９に接続し、図
の下位置で、ベント油路をブロックするように構成され
ている。従って、図の下位置、中央位置、上位置の順に
メインリリーフ弁３７の設定圧（すなわち駆動側圧力）
Ｐp が高く、この実施例では、上記三位置方向切換弁３
８が上記下位置、中央位置、上位置にそれぞれ切換えら
れた状態で、上記設定圧Ｐp がそれぞれ40kg/cm²、25kg
/cm²、15kg/cm²になるように回路が構成されている。

【００２６】そして、上記メインリリーフ弁３７、三位
置方向切換弁３８、及び設定圧制御用リリーフ弁３９に
よって、本発明における駆動側圧力制御弁が構成されて
いる。

【００２７】一方、上記ライン３２ａにおいて油圧モー
タ３１と方向切換弁３３との間の位置には、可変圧力制
御弁（制動側圧力制御弁）４０ａ及びチェック弁４２ａ
が相互並列に配され、同様に、上記ライン３２ｂにおい
て油圧モータ３１と方向切換弁３３との間の位置には、
可変圧力制御弁（制動側圧力制御弁）４０ｂ及びチェッ
ク弁４２ｂが相互並列に配されている。各電磁比例減圧
弁４０ａ，４０ｂは、共通の電磁比例減圧弁４０ｃの二
次側に接続されており、この電磁比例減圧弁４０ｃの一
次側にパイロット用油圧源４４が接続されている。電磁
比例減圧弁４０ｃは、上記コントローラ２０における制
動側圧力制御手段２９ｂから出力される制御信号の電流
値に応じた二次圧力を出力するものであり、この二次圧
力が上記両可変圧力制御弁４０ａ，４０ｂのパイロット
圧となるように、各弁４０ａ，４０ｂ，４０ｃが接続さ
れている。

【００２８】この実施例において、上記電磁比例減圧弁
４０ｃの電流−二次圧力特性は図６に示すようになって
いる。すなわち、電磁比例減圧弁４０ｃの二次圧力が約
５kg/cm⁵以上でかつ約40kg/cm²の領域では、上記電流と
二次圧力との間に完全な線形性が得られる（本発明にい
う線形性領域）のに対し、上記圧力５kg/cm²以下の低圧
力領域、及び40kg/cm²以上の飽和状態に近い領域では、
線形性が得られず、またヒステリシスも生じやすい特性
となっている。ここで、上記両可変圧力制御弁４０ａ，
４０ｂの実際の設定圧（すなわち制動側圧力）Ｐb は、
電磁比例減圧弁４０ｃの出力する二次圧力の約３倍とな
るので、上記線形性領域において制御される制動側圧力
の範囲は、15kg/cm²以上120kg/cm²以下となっている。
これに対し、上記可変リリーフ弁３７において切換えら
れる設定圧の値は、上述のように40kg/cm²、25kg/cm²、
15kg/cm²の３つの値であるので、上記線形性領域内及び
可変リリーフ弁３７の設定圧の範囲内において制御可能
なモータ差圧ΔＰ（＝Ｐb−Ｐp）の最大値ΔＰmaxは(12
0-15＝105)kg/cm²、最小値ΔＰminは(15-40＝-25)kg/cm
²となり、両値ΔＰmax，ΔＰminの間の範囲がモータ差
圧ΔＰの制御可能範囲ということになる。

【００２９】一方、前記図３に示したモータ圧力演算手
段２９は、図１に示すように、モータ差圧演算手段２９
１、駆動側圧力設定手段２９２、及び制動側圧力演算手
段２９３を備えている。

【００３０】モータ差圧演算手段２９１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差圧ΔＰを演算するとともに、
このモータ差圧ΔＰが上記制御可能範囲内にあるか否
か、換言すれば制御可能な最大値ΔＰmax以下にあるか
否かを判定し、この範囲内にある最小の（絶対値が最大
の)旋回角加速度βを実際の旋回停止制御に用いる角加
速度として選定するものである。この実施例では、モー
タ差圧演算手段２９１は、上記旋回角加速度βを得るた
めに必要な制動トルクＴ_B を後述のようにして算出する
とともに、この制動トルクＴ_B と、図７の実線６０に示
すようなモータ差圧ΔＰと制動トルクＴ_Bとの特性に基
づき、モータ差圧ΔＰを演算するように構成されてい
る。この特性は、式で表すと次の(A)，(B)式のようにな
る。

【００３１】

【数３】 ａ）−ΔＰo ≦ΔＰ＜ΔＰ₁ の場合 Ｔ_B ＝（ΔＰ＋ΔＰo）・ＱH ／ 200π …(Ａ)

【００３２】

【数４】 ｂ）ΔＰ≧ΔＰ₁ の場合 Ｔ_B ＝（ΔＰ・ＱH ／ 200π）・ｉo・ηm …（Ｂ) ここで、ＱHはモ―タ容量、ｉoは総減速比、ηmは機械
効率、ΔＰoはモ―タの無負荷での損失圧力であり、上
記モ―タ差圧ΔＰ₁ は、(Ａ)式で表わされる直線と(Ｂ)
式で表わされる直線との交点におけるΔＰの値を示す。

【００３３】この式に基づき、制動トルクＴ_B が０の時
のモータ差圧−ΔＰo を実際に演算してみると、−10kg
/cm²となり、これは上述したモータ差圧ΔＰの制御可能
な最小値ΔＰmin（＝−25kg/cm²）よりも大きくなって
いる。従って、このモータ差圧演算手段２９１により実
際に演算され得るモータ差圧ΔＰの最小値ΔＰmin′は
−10kg/cm²ということになる。

【００３４】駆動側圧力設定手段２９２は、上記モータ
差圧演算手段２９１で演算されたモータ差圧ΔＰに基づ
いて、モータ駆動側圧力、換言すればメインリリーフ弁
３７の設定圧Ｐp を設定するものであり、この実施例で
は、次の表１に示す規則により駆動側圧力Ｐpを設定す
るように駆動側圧力設定手段２９１が構成されている。

【００３５】

【表１】 ｉ）ΔＰmin′＜ΔＰ＜０の場合 → Ｐp＝40kg/cm² ii）０≦ΔＰ＜25kg/cm²の場合 → Ｐp＝25kg/cm² iii）25kg/cm²≦ΔＰ≦ΔＰmaxの場合 → Ｐp＝15kg/cm
² 制動側圧力演算手段２９３は、上記駆動側圧力設定手段
２９２で設定された駆動側圧力Ｐp と、モータ差圧演算
手段２９１で演算されたモータ差圧ΔＰとに基づき、式
Ｐb ＝ΔＰ＋Ｐp を用いて制動側圧力Ｐb を算出するも
のである。

【００３６】ここで、上記各場合において制動側圧力Ｐ
bのとり得る範囲を式に基づいて演算してみると、ｉ）
の場合には30kg/cm²≦Ｐb＜40kg/cm²、ii）の場合には2
5kg/cm²≦Ｐb ＜50kg/cm²、iii）の場合には40kg/cm²≦
Ｐb ≦120kg/cm²となり、いずれの場合も、制動側圧力
Ｐb を得るための電磁比例減圧弁４０ｃの二次圧力が前
記図６に示した線形性領域の範囲内に収まっている。す
なわち、この駆動側圧力設定手段２９２は、モータ差圧
演算手段２９で演算される制動トルクＴ_B 及びモータ差
圧ΔＰにかかわらず、常に制動側圧力Ｐb が上記線形性
範囲内に収まるような駆動側圧力Ｐp を設定するように
構成されている。

【００３７】そして、駆動側圧力制御手段２９ａは、上
記駆動側圧力設定手段２９２で設定された駆動側圧力Ｐ
p が得られるように、前記図４の三位置方向切換弁３８
に切換制御信号を出力してメインリリーフ弁３７の設定
圧を切換えさせるように構成されている。また、制動側
圧力制御手段２９ｂは、上記制動側圧力設定手段２９３
で演算された制動側圧力Ｐb が得られるように、この制
動側圧力Ｐb に対応した電流値をもつ制御信号を電磁比
例減圧弁４０ｃに出力するように構成されている。

【００３８】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。

【００３９】まず、旋回制動を行わない通常状態では、
駆動側圧力制御手段２９ａからの制御信号により、三位
置方向切換弁３８を図の下位置に切換えてメインリリー
フ弁３７の設定圧を最高設定圧（40kg/cm²）に切換える
とともに、制動側圧力制御手段２９ｂからの制御信号に
より、電磁比例減圧弁４０ｃの二次圧力及び両可変圧力
制御弁４０ａ，４０ｂの設定圧を略ゼロまで落し、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。

【００４０】ここで、旋回半径算出手段２２は、ブ―ム
長Ｌ_B 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。

【００４１】

【数５】Ｉm ＝Ｉmo・ cos²φ＋（Ｗm ／ｇ）・Ｒn² ここで、Ｉmo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。

【００４２】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。

【００４３】そして、実際の旋回停止制御開始時には、
図５に示すような演算制御動作が実行される。

【００４４】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）。

【００４５】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Ｌ_B 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。

【００４６】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。

【００４７】

【数６】 Ｎ_B ＝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。

【００４８】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。

【００４９】

【数７】Ｎ_B ／Ｒ≦αＷo … この式に式を代入すると、次式が得られる。

【００５０】

【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。

【００５１】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。

【００５２】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。

【００５３】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。

【００５４】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。

【００５５】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。

【００５６】

【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。

【００５７】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。

【００５８】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）。

【００５９】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９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。

【００６０】

【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。

【００６１】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。

【００６２】

【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１０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。

【００６３】

【数１２】 β＝−Ωo ／ｎＴ ＝−ωΩo ／２ｎπ （ｎは自然数） … また、ブームＢの横曲げ強度に関しては｜β｜≦β₁ が
条件であるため、この条件を満たす範囲内で最小の自然
数ｎを選択することにより、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。

【００６４】次に、モータ差圧演算手段２９１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モ
ータ差圧ΔＰを演算する（ステップＳ３）。

【００６５】その算出要領の一例を示す。いま、ブーム
Ｂ以外の旋回部材に関する慣性モーメントの総和をＩu
とすると、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Ｔ_B は、次式で表される。

【００６６】

【数１３】 Ｔ_B ＝｜（Ｗ／ｇ）Ｒ²ｋβ＋ΣＩm β＋Ｉu β｜ … この式に前述の(A)式または(B)式を代入することによ
り、油圧モータ３１の差圧ΔＰを得ることができる。

【００６７】次に、モータ差圧演算手段２９１は、この
演算で求めたモータ差圧ΔＰと、上述の制御可能範囲の
最大値ΔＰmaxとを比較する（ステップＳ４）。前者が
後者を上回る場合、すなわちモータ差圧ΔＰが制御可能
範囲から外れる場合には（ステップＳ４でＮＯ）、この
モータ差圧ΔＰ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Ｓ５，Ｓ２）。そして、上記モータ差圧ΔＰが上
記最大値ΔＰmax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Ｓ４
でＹＥＳ）、このモータ差圧ΔＰに基づき、駆動側圧力
設定手段２９２が前記表１に基づいて駆動側圧力Ｐpを
設定する（ステップＳ６）。さらに、この駆動側圧力Ｐ
p及びモータ差圧ΔＰに基づき、制動側圧力演算手段２
９３が、油圧モータ３１の制動側圧力Ｐbを式Ｐb ＝Ｐp
＋Ｐsmax により求め(ステップＳ７）、これらの演算
結果に基づいてコントローラ２０は実際の旋回停止制御
を開始する（ステップＳ８）。

【００６８】具体的には、上記駆動側圧力制御手段２９
ａからの制御信号により、三位置方向切換弁３８の位置
切換を行い、メインリリーフ弁３７の設定圧をモータ差
圧ΔＰに応じた設定圧に切換えるとともに、制動側圧力
制御手段２９ｂから電磁比例減圧弁４０ｃに制御信号を
出力してその二次圧を制御することにより、可変圧力制
御弁４０ｂの設定圧を所定の圧力Ｐb にまで高める。こ
れにより、油圧モータ３１からの排出油の流れを規制
し、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。

【００６９】ここで、上記駆動側圧力Ｐp は、この駆動
側圧力Ｐp とモータ差圧ΔＰとにより算出される記電磁
比例減圧弁４０ｃの二次圧力が必ず線形性範囲内に収ま
るような値に設定されているので、電磁比例減圧弁４０
ｃは必ず線形性範囲内で使用されることになる。従っ
て、この電磁比例減圧弁４０ｃにおける電流−二次圧力
特性のバラツキはほとんどなく、よって出力電流値の調
節作業を事前に行わなくても、正確な旋回停止制御を実
行することができる。

【００７０】さらに、この実施例では、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が、上記線
形性領域及び駆動側圧力の設定範囲により決まる所定の
制御可能範囲内にあるか否かを判別し、この範囲内にあ
って最小の（絶対値が最大の）旋回角加速度βを実際の
旋回角加速度として自動的に選定するようにしているの
で、正確な旋回停止制御を行うことができる範囲内で可
及的速やかに、荷振れを残すことなくブームＢを停止さ
せることができる効果がある。

【００７１】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。

【００７２】(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から実際のモータ差
圧ΔＰを演算し、このモータ差圧ΔＰと、制御可能範囲
の最大値ΔＰmaxとを比較するようにしているが、本願
請求項２記載の装置において、上記旋回角加速度βが上
記制御可能範囲内にあるかの判定は、必ずしもモータ差
圧の比較を行わなくてもよい。例えば、上記制御可能範
囲のモータ差圧最大値ΔＰmaxに対応する制動トルクを
予め求めておき、この制動トルクの最大値と、旋回角加
速度βから算出される制動トルクとの比較により上記判
定を行うようにしてもよい。

【００７３】(2) 上記実施例では、電磁比例減圧弁４０
ｃのパイロット圧が共通して両可変圧力制御弁４０ａ，
４０ｂのパイロット圧となるように配置したものを示し
たが、各可変圧力制御弁４０ａ，４０ｂごとに電磁比例
減圧弁を設け、個別にパイロット圧の制御を行うように
してもよい。

【００７４】(3) 本発明が適用されるクレーンの種類は
問わず、旋回可能なブームを備え、その所定位置に荷が
吊り下げられるものであればよい。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。

【００７５】(4) 本願請求項２記載の装置では必ずしも
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。

【００７６】

【発明の効果】以上のように本発明は、ブームを旋回さ
せる油圧モータの排出側圧力（制動側圧力）を、電磁比
例減圧弁に接続された制動側圧力制御弁によって可変と
し、かつ、上記油圧モータの吸込み側圧力（駆動側圧
力）を駆動側圧力制御弁によって可変とするとともに、
所望の制動トルク及びこれに対応するモータ差圧を得る
ための制動側圧力が必ず上記電磁比例減圧弁の線形性領
域内で得られる圧力となるように、上記駆動側圧力の設
定を行うようにしたものであるので、上記制動トルクに
かかわらず、常に電磁比例減圧弁を上記線形性領域で使
用することができ、その電流−二次圧力特性のバラツキ
をほとんど無にすることができる。このため、上記駆動
側圧力制御弁への入力電流値と実際の制動トルクとの関
係を事前に調節する作業を不要としながら、正確な旋回
停止制御を確保することができる効果がある。

【００７７】さらに、請求項２記載の装置では、ブーム
停止時に吊り荷の振れを残さず、かつこのブームの強度
により算出される許容条件を満たすような旋回角加速度
を順次演算するとともに、この旋回角加速度を得るため
の油圧モータの差圧が上記駆動側圧力の設定範囲及び上
記電磁比例減圧弁の二次圧力の直線性領域で定められる
制御可能範囲内にあるか否かを判定し、この制御可能範
囲内で制御可能な最大の旋回角加速度を選出するように
したものであるので、上記旋回停止制御を正確に行うこ
とができる範囲で、ブームの旋回を可及的速やかに停止
させることができる効果がある。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の一実施例におけるクレーンに設けられ
たコントローラにおけるモータ圧力演算手段の機能構成
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】上記コントローラ全体の機能構成を示すブロッ
ク図である。

【図４】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５】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。

【図６】上記油圧システムに設けられた電磁比例減圧弁
の電流−二次圧力特性を示すグラフである。

【図７】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。

【図８】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。

【図９】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。

【図１０】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。

【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 ２９１ モータ差圧演算手段（旋回角加速度選定手段） ２９２ 駆動側圧力設定手段 ２９３ 制動側圧力演算手段 ２９ａ 駆動側圧力制御手段 ２９ｂ 制動側圧力制御手段 ３０ 油圧システム ３１ 油圧モータ ３７ 可変メインリリーフ弁（駆動側圧力制御弁を構
成） ３８ 三位置方向切換弁（駆動側圧力制御弁を構成） ３９ 可変メインリリーフ弁（駆動側圧力制御弁を構
成） 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 Ｌ_B 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 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)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 ブームを旋回させる油圧モータを備えた
   クレーンにおいて、旋回制動時における上記油圧モータ
   の排出側圧力を変化させる制動側圧力制御弁と、入力さ
   れる電流に応じた二次圧力を出力するように構成され、
   かつ、この二次圧力が上記制動圧力制御弁のパイロット
   圧となるようにこの制動圧力制御弁に接続された電磁比
   例減圧弁と、旋回制動時における上記油圧モータの吸込
   み側圧力を変化させる駆動側圧力制御弁と、上記制動に
   必要な制動トルクに基づいて油圧モータの吸込み側圧力
   を設定する駆動側圧力設定手段と、上記モータ圧力演算
   手段で演算された吸込み側圧力が得られるように上記駆
   動側圧力制御弁に制御信号を出力する駆動側圧力制御手
   段と、この駆動側圧力設定手段で設定された油圧モータ
   の吸込み側圧力及び上記制動トルクに基づいて油圧モー
   タの排出側圧力を演算する制動側圧力演算手段と、この
   演算された排出側圧力を得るための電流値をもつ制御信
   号を上記電磁比例減圧弁に入力する制動側圧力制御手段
   とを備えるとともに、上記制動トルクにかかわらず上記
   電磁比例減圧弁の二次圧力がこの電磁比例減圧弁におけ
   る電流−二次圧力特性が直線性を有する直線性領域内の
   圧力値になるように上記駆動側圧力を設定するように上
   記駆動側圧力設定手段を構成したことを特徴とするクレ
   ーンの旋回停止制御装置。
2. 【請求項２】 請求項１記載のクレーンの旋回停止制御
   装置において、吊荷の旋回半径、重量、ブームの慣性モ
   ーメント、およびブームの許容荷重からブームの横曲げ
   強度に基づく旋回角加速度の許容条件を算出する許容条
   件算出手段と、この許容条件に基づいて下記式に示され
   るブームの旋回角加速度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、この旋回
   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差圧が上記駆動側圧力の設定範囲
   及び上記電磁比例減圧弁の二次圧力の直線性領域で決ま
   る制御可能範囲内にあるか否かを判定し、この制御可能
   範囲内で制御可能な最大の旋回角加速度を選出する旋回
   角加速度選定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１】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ームの角速度、ω＝√（ｇ
   ／ｌ）であり、ｇは重力加速度、ｌは吊荷の振れ半径を
   示す。