計測自動制御学会産業論文集
Vol.9, No.14, 98/107 (2010)

高精度自動注湯ロボットを実現する流出重量シーケンス制御
野田善之*，寺嶋一彦*，鈴木薪雄**，橋本邦弘**
Outflow Weight Sequence Control Realizing Automatic Pouring Robot with High-precision
Yoshiyuki NODA*, Kazuhiko TERASHIMA*, Makio SUZUKI**, Kunihiro HASHIMOTO**
This paper presents an outflow weight control of tilting-ladle type automatic pouring robot in casting industry. A
sequence control has been widely used to automatic pouring robots. In this paper, the sequence parameters are designed forsuppressing the splash of molten metal and filling the molten metal into the mold precisely. At first, dynamics of the pouring
process is modeled by using mass balance and Bernoulli's theorem. Then, in order to suppress the splash of molten metal
during the pouring motion, the pouring pattern which has two step’s flow rate is used to reference pouring pattern. In orderto perform the pouring motion at short times and reduce the error between reference outflow weight and real one, thesequence control parameters are then optimized. The effectiveness of the present system is demonstrated throughsimulations and experiments by real industry plant.
Key Words : Casting, Automatic pouring robot, Outflow weight control, Sequence control, Splash suppression

１．緒言

Ladle
Molten metal

Press

Flow off
Upper mold

鋳造産業における注湯工程は，高温の溶湯を鋳型へ注ぐ工程であることから，作業者にとって危険，かつ過酷な作業環境である 1)～5)．そこで，現在，注湯工程の自動化が進められ

Lower moldPouring partている．ここで，注湯工程は，安全性と歩留まり向上の観点から，正確に規定量へ注湯することが求められる．その一方Mold surface

Press partFig. 1 Press Casting Process with Greed-sand Mold

で，注湯中の溶湯の温度低下による鋳物品質の低下や生産性向上の観点から，素早く注湯することが求められている 6),7)．
また，近年では，大幅な歩留まり向上と省エネルギー化を

道・湯口部がない砂型プレスキャスティングでは，従来の鋳造手法よりも高精度に注湯することが要求されている．
上述のように，従来の鋳造手法においても，そして，新し目的に，Fig. １に示す新しい鋳造手法である砂型プレスキャい鋳造手法である砂型プレスキャスティングにおいても，自スティングの開発が進められている 8),9)．この鋳造手法は，

動注湯ロボットの高速・高精度化が強く求められている．

下鋳型に溶湯を注湯し，上鋳型で溶湯をプレスすることで成

ここで，自動注湯ロボットの高速・高精度化に対する制御

形する手法である．湯道や湯口が不要なことから，湯道や湯システムの研究は，数多く報告されている．ファジィ制御に口を必要とする従来手法に対して，歩留まり率を７０％程度

よる注湯流量制御 10)や扇形取鍋を用いた自動注湯ロボット

から９５％まで向上させることができる．また，製品部に直接注湯することから，溶湯の温度低下を抑えることができる．
したがって，注湯中の溶湯温度を低くすることができ，省エに対して，注湯プロセスを線形モデルで表現し，その逆モデルを用いたフィードフォワード制御と H∞制御によるフィードバック制御を備えた湯口内液面レベル制御 11)などが挙げ

ネルギー化に貢献できる．しかし，従来手法における湯道やられる．また，円筒形取鍋を備えた自動注湯ロボットに対し湯口部は，充填量の誤差を吸収する役割を担っており，湯て，注湯プロセスを LPV（線形パラメータ変動）モデルで表現し，その逆モデルを用いた注湯制御手法 12)などが提案* 豊橋技術科学大学工学部 豊橋市天伯町雲雀ヶ丘 1-1** 新東工業株式会社 豊川市穂ノ原三丁目 1* Faculty of Engineering, Toyohashi University of Technology,
Toyohashi-city, Aichi** Shintokogio, Ltd., Toyokawa-city, Aichi(Received March 12, 2010)
TRIA 014/10/0914 © 2010 SICEされている．しかし，多くの制御システムが，モデルパラメ
ータや制御パラメータを得るために数多くの実験を必要としている．したがって，その多くは，対象液体を水とした実験
室レベルでの注水実験にとどまっており，実際の溶湯による98

Fig. 2 Tilting-Ladle Type Automatic Pouring Robot
注湯実験には至っていなかった．筆者らは，取鍋内溶湯の物
質収支式とベルヌーイの定理を用いて，注湯プロセスの数理モデルを導出し，その逆モデルによるフィードフォワード注
Fig. 3 Inside Dimension of Ladle

湯流量制御を提案した 13)．また，所望の液体流出重量へ高精度に注湯するフィードフォワード流出重量制御を提案した
9)．著者らが提案した注湯数理モデルは，モデルパラメータの多くを取鍋形状から獲得できるため，数回の基礎実験で制御システムを構築できる利点をもっている．そして，対象液体を水とした注水実験では，目標流出重量に対する流出重量

Fig. 4 Block Diagram of Automatic Pouring Robot

誤差率が±2.3[%]と高精度に目標流出重量へ注湯できること

本稿で対象とする鋳造手法は，高精度化が特に重要な砂型が確認されている．しかし，実際の溶湯を用いた注湯実験でプレスキャスティングへ適用する．しかし，従来鋳造手法には，流出重量誤差率が 10[%]程度と高精度に注湯することが対しても同様の設計手法が適用できるため，自動注湯ロボッ

困難であった．その理由として，取鍋形状誤差やスラグの取トの制御システムに対して汎用性の高い設計手法となり得る．

鍋への付着，溶湯の表面張力の影響で，計算で求めた溶湯流

本稿では，溶湯を用いた注湯実験により，提案制御システ

出開始角度と異なる角度で流出が開始されたことなどが要因

ムの有用性を示す．また，注湯流出重量シーケンス制御におとして挙げられており，フィードフォワード制御での更なるける注湯精度と注湯時間についての考察を示す．

高精度化は困難であることが示されている 9)．
一方で，実際の鋳造工場では，制御機器として PLC（プログラマブルロジック

２．取鍋傾動式自動注湯ロボット

コントローラ）が導入されており，

注湯流出重量に応じて，取鍋傾動角速度が間欠的に変化する
注湯流出重量シーケンス制御が利用されている 6),14)．しかし，制御パラメータの調整は，熟練者の経験則に頼るところが多取鍋傾動式自動注湯ロボットを Fig. 2 に示す．取鍋は Y 軸（前後方向），Z 軸（上下方向）それぞれに設置されたサーボモータにより駆動される．また，取鍋側面に設置されたサーボモータにより，取鍋は T 軸まわりに傾動する．それぞく，系統的に制御パラメータを設計する手法の開発が求められのサーボモータにはロータリーエンコーダが取付けられ，れている．

取鍋の上下，前後位置，傾動角度を計測することができる．

そこで，本稿では，自動注湯ロボットの高精度化を実現す

取鍋内の溶湯重量は，取鍋支持部に内蔵されているロードセ

る注湯流出重量シーケンス制御の設計手法を提案する．著者

ルにより計測される．サーボモータシステムは，PLC かららが提案している注湯数理モデルを用いて，高速かつ高精度それぞれのモータドライバへ位置指令信号が与えられ，指令に所望の注湯流出重量へ注湯できるシーケンス制御パラメー

値に応じた動作を実現する．PLC の制御周期は 0.01[s]であタを設計する．また，注湯中の溶湯飛散抑制も考慮する．

り，注湯流出制御に対して，十分に短い制御周期である．実

本稿で提案する注湯流出重量シーケンス制御は，著者らが際の鋳造工場で用いられる自動注湯ロボットの多くは，Fig.

過去に提案した流出重量フィードフォワード制御 9)で利用し2 に示す自動注湯ロボットと同様の構成である．ここで，本ている注湯数理モデルを基に，適当な流出重量で間欠的にフ稿で用いる自動注湯ロボットの傾動角速度制約はィードバックするシーケンス制御システムの制御パラメータ15.00[deg/s]であり，また， Fig. 3 に示す取鍋形状を用いる．

を設計する手法の提案であり，過去に提案された流出重量フィードフォワード制御システムを発展させたものである．
99

Tilting angle
θ , deg

Ladle
Volume upper pouringmouth Vr, m3
Horizontal area
on pouring mouthA, m2

Pouring mouth

Flow rateqc, m3/s

Volume under pouringmouth Vs, m3

Threshold forblocking slug

Fig. 5 Parameters of Pouring Process

Fig. 7 Parameters of Ladle∂V (θ (t ))dVr (t )ω (t )= −qc (t ) − sdt∂θ (t )

(2)

ここで，Vr[m3]は取鍋の出湯口より上部の液体体積を示し，
Vs[m3]は出湯口より下部の液体体積を示す．また，出湯口よFig. 6 Parameters of Pouring Mouth

り上部の液体高さ h[m]は(3)式で近似することができる 13)．

３．自動注湯ロボットの数理モデル

h(t ) ≈

本章では，自動注湯ロボットの数理モデルを導出する．導出の詳細については，文献

9),13)

を参照していただきたい．

自動注湯ロボットは，Fig. 4 のブロック線図に示すように，

Vr (t )A(θ (t ))(3)

A[m2]は，出湯口下端位置に対して，水平な取鍋内液体面積

モータへ指令電圧が与えられ，取鍋が傾動し，取鍋内液体がである．ここで，出湯口先端における局所的な液面高さは，流出する．そして，自動注湯ロボットに内蔵されたロードセ

取鍋内部の液面高さよりやや低くなるが，この縮流を無視す

ルにより，取鍋から流出した液体の流出重量が計測される．

る．また，出湯口上部の流れに対して，すべての流線が，十モータシステム，注湯プロセス，およびロードセルに対する分に上流の取鍋内液面から開始すると仮定すると，ベルヌー

それぞれの数理モデルをつぎに示す．

イの定理より，出湯口より上部液体の高さと取鍋流出流量の３．１

関係は，(4)式となる 15)．

モータシステム鋳造工場で用いられる多くの自動注湯ロボットは，位置・qc (t ) = c ∫角度制御システムにより，所望の取鍋位置や角度を実現して

h (t )0L f (hb ) 2 ghb dhb ,(0 ≤ c ≤ 1)(4)いる 9)．本稿では，取鍋傾動角度制御を含むモータシステム

Lf[m]は，Fig. 6 に示すように液体上面からの深さ hb[m]におPm に対して，(1)式の 2 次遅れ系で表現する．

ける出湯口の幅である．また，c は流量係数であり，g[m/s2]

d 2θ (t )dθ (t )
+ 2ς cω c+ ω c2θ (t ) = ω c2θ ref (t )2dt
dt

は重力加速度である．そして，流量 qc[m3/s]を時間積分する
ことで，(5)式に示す流出重量 w[kg]を得ることができる．

(1)t

ここで，θref[deg]はモータシステムへ与える位置指令信号でw(t ) = ρ ∫ qc (τ )dτある．ζc と ωc は同定パラメータであり，本稿では，同定実

ここで，ρ[kg/m3]は取鍋内液体の密度である．

験により，ζc =0.74，ωc =11.68 が得られた．

(2)～(5)式は，取鍋傾動角速度ω[deg/s]から流出重量 w[kg]ま３．２での注湯プロセスの数理モデルとなる．このモデルは，流量0

注湯プロセス(5)

Fig. 5 は，取鍋の傾動角度θ[deg]における注湯状態を示し係数以外のモデルパラメータが取鍋形状から幾何学的に獲得ている．取鍋が角速度 ω[deg/s]で傾動し，出湯口より上方のできる．従来の注湯モデル 12)では，傾動角度ごとにモデル

溶湯が流量 qc[m3/s]で流出する．このときの物質収支式は，パラメータを得る必要があったため，モデルパラメータの取(2)式となる．

得に数多くの同定実験を必要とした．しかし，本稿で示す注100

Fig. 9 Splash on Pouring in Press Casting Process

３．３

ロードセル

取鍋から流出した液体の重量は，自動注湯ロボットに内蔵されているロードセルにより計測される．ロードセルの動特性は，(6)式に示す 1 次遅れ系で表現される．

TL

dwL (t )+ wL (t ) = w(t )dt(6)

ここで，w[kg]は，取鍋から流出する液体の流出重量であり，wL[kg]は，ロードセルによって計測される流出重量である．
TL[s]はロードセルの時定数であり，本稿では同定実験により
TL=0.5[s]が得られた．

４．注湯流出重量シーケンス制御
注湯流出重量シーケンス制御の概要を Fig. 8 に示す．Fig.
8 において，(a)は，取鍋傾動動作における角速度を示し，(b)は，ロードセルによって計測される取鍋内液体重量である．
(c)は，取鍋から流出する液体の流量である．(d)は注湯流出
重量シーケンス制御のフローチャートを示す．ロードセルによって計測される取鍋内液体重量 wLo[kg]と(6)式に示す注湯流出重量 wL[kg]の関係を(7)式に示す．

wL = wLini − wLo(7)

wLini[kg]は注湯開始前にロードセルによって計測された取鍋

Fig. 8 Outflow Weight Sequence Control

内液体重量である．この制御システムは，ロードセルによっ

湯数理モデルは，流量係数に対してのみ同定実験を行うことて計測された注湯流出重量に応じて，サーボモータシステム

で，モデルパラメータを獲得することができる．

へ与える目標傾動角度指令内の角速度を変化させることで，ここで，本稿で用いる取鍋形状に対して，(2)～(4)式にお注湯流出重量を制御するシステムである．

けるモデルパラメータを Fig. 7 に示す．Fig. 7(a)は傾動角度

ここで，砂型プレスキャスティングにおいて， Fig. 9 に示に対する取鍋出湯口より下部の液体体積 Vs[m3]を示し，(b)すように，注湯初期に過大な流量で注湯した場合，溶湯飛散

は出湯口下端位置に対して，水平な取鍋内液体面積 A[m2]でが生じることが確認されている 9),16)．そこで，Fig. 8(c)に示ある．(c)は出湯口下端からの高さ h[m]における出湯口の幅

すように，注湯流量が飛散領域に侵入せず，かつ高速注湯す

Lf[m]である．また，(4)式の流量係数 c は，実験値とシミュることを目的に，注湯流量を２段階に変化させる．

レーション値のフィッテングにより，0.61 が得られた．(5)また，取鍋の後傾動作前に取鍋傾動を停止させている．こ式の取鍋内溶湯の密度 ρ[kg/m3]は，7.0×103[kg/m3]である．

れは，傾動動作による機械振動がロードセルデータに重畳さこれらのモデルパラメータの取得方法，および本稿に示す注れ，計測精度が低下し，高精度注湯が困難となる．そこで，

湯プロセスモデルの検証実験の結果の詳細は，文献 9)を参照

後傾動作判別の前に取鍋を停止させて，機械振動の影響を抑していただきたい．

え，高精度注湯を実現する．
101

シーケンス制御パラメータ b[deg/s]は， (9)式へ設計条件Ⅲに

５．シーケンス制御パラメータの設計法

示す液体が流出する傾動角度範囲と設計条件Ⅰに示す注湯流

Fig. 8 に示す注湯流出重量シーケンス制御のシーケンス制

量条件を代入し，(9)式を満たす中で最大角速度とする．得

御パラメータを設計する．ここで，制御系設計のための設計られたシーケンス制御パラメータ b[deg/s]は，0.17[deg/s]で条件をつぎに示す．

あった．

（設計条件）I.

つぎに，シーケンス制御パラメータ A[kg]と a[deg/s]を求注湯初期の溶湯飛散を抑制するために，注湯流出重量

める．パラメータ A[kg]と a[deg/s]は，設計条件ⅠとⅢを満

wL が 0.8[kg]に達するまで，注湯流量 qc は 0.65×10-4

たした中で，短時間で設計条件Ⅰの注湯流出重量

3[m /s]以下とする．また，注湯流出重量 wL が 0.8[kg]に

wLcond=0.8[kg]に達するパラメータとする．そこで，(10)式に達した後の溶湯飛散抑制を目的に，注湯流量を 1.50×示す評価関数 を最小にする ことで，パラ メータ A[kg] と10-4 [m3/s]以下とする．この飛散抑制に対する注湯流量a[deg/s]を得る．

条件の導出は，文献

9),16)

を参照していただきたい．

NJ = ∑ Twi + J P

シーケンス制御パラメータ a，b，c，d[deg/s]，およびII.

A，B，C，D[kg]は定数とする．
III.

(10)

i =0

自動注湯ロボットで注湯する際の液体が流出する傾動Twi[s]は注湯流出重量 wLcond[kg]に達するまでの時間を示す．

角度範囲は，19[deg]～35[deg]，取鍋から流出する液体

添字 i は，(11)式に示すように取鍋から流出する液体の流出の流出開始角度の範囲は 19[deg]～28[deg]とする．取鍋

開始角度 θs[deg]の範囲を Δθ[deg]で分割した際のサンプル点から流出する液体の流出開始角度は，ロードセルによ番号である．

θ si = θ s 0 + iΔθ , (i = 0,1,L, N )って計測された注湯前の取鍋内液体重量 wLini[kg]を体積へ変換し，取鍋内側形状から算出することで得られる．

(11)

目標注湯流出重量の範囲は，5.4[kg]～13[kg]とし，目標

本稿では，設計条件Ⅲより，θs0=19[deg]，θsN=28[deg]であり，

注湯流出重量との許容誤差は±0.1[kg]以内とする．

Δθ=0.2[deg]とすると N=45 となる．また，JP はペナルティ項

上記に示す条件を満たした中で，高速注湯が可能なシーケンであり，(12)式の条件を満たすことができない場合に JP=108

ス制御パラメータを設計する．設計手法をつぎに示す．

が与えられる．

IV.

qci < qccond , (i = 0,L, N )５．１ 注湯初期の飛散抑制を目的としたパラメー
タの設計

qci[m3/s]は，各流出開始角度θsi[deg]で注湯した際の流量を示

注湯初期の飛散抑制を目的に，Fig. 8 に示すシーケンス制
御における流出重量パラメータ A[kg]と B[kg]，および取鍋
傾動角速度 a[deg/s]と b[deg/s]を求める．ここで，定常流量
qcst[m3/s]を実現する取鍋傾動角速度ωst[deg/s]は，(2)～(4)式より(8)式のように導出される．

ω st = −(12)

す．(10)式に示す評価関数の最小化は，パラメータ A[kg]に対して，探索範囲 0≦A≦0.30[kg]，刻み幅 0.01[kg]とし，パラメータ a[deg/s]に対して，探索範囲 0≦a≦1.00[deg]，刻み
幅 0.01[deg/s]として全数探索を行った．その結果，A=0.17[kg]，a=0.82[deg/s]が得られた．

qcst

シーケンス制御パラメータ B[kg]は，設計条件Ⅰより溶湯(8)∂Vs (θ )∂A(θ )+ h(qcst )∂θ∂θ

飛散を抑制する条件（流出重量 wL=0.8[kg]に達するまで注湯流量 qc=0.65×10-4 [m3/s]以下）から，0.8[kg]が与えられる．

５．２

h(qcst)[m]は，定常流量 qcst[m3/s]を実現する出湯口上部液体高高速注湯を目的としたパラメータの設計さであり，(4)式に対して，逆問題解析を行うことにより得

設計条件Ⅰに示す注湯流出重量が 0.8[kg]に達した後の注られる．そして，(8)式に基づいて，設計条件Ⅰに示す溶湯湯流量条件 qcconsth= 1.50×10-4[m3/s]を満たすシーケンス制御

飛散を抑制する注湯流量条件 qcconst= 0.65×10-4[m3/s]を満た

パラメータ c[deg/s]は(9)式と同様に得ることができる．得らすシーケンス制御パラメータ b[deg/s]は，(9)式のように得られたパラメータは，c=0.40[deg/s]であった．ここで，現時点れる．

までで得られたシーケンス制御パラメータ（a=0.82[deg/s]，

b < min { −qccond∂Vs (θ )∂A(θ )+ h(qccond )
∂θ
∂θ

}

b=0.17[deg/s]，c=0.40[deg/s]，A=0.17[kg]，B=0.8[kg]）を用い(9)て，注湯シミュレーションした結果を Fig. 10 に示す．Fig.
10 において，(a)は取鍋傾動角速度であり，(b)は注湯流量を示す．(b)において，２段階目の注湯流量は，定常流量にな

102

Fig. 10 Simulation Results of Outflow Weight Sequence Control

Fig. 11 Simulation Results of Outflow Weight Sequence Control(a=0.82[deg/s]，b=0.17[deg/s]，c=0.40[deg/s]，A=0.17[kg]，(a=0.82[deg/s]，b=0.17[deg/s]，cadd=1.46[deg/s]，

B=0.8[kg])c=0.40[deg/s]，A=0.17[kg]，B=0.8[kg]，C=1.22[kg])

るまでに時間がかかっていることが確認できる．これは，注速度が増加しており，それによって，Fig. 11(b)で示すように，湯流量の応答特性が緩慢であることを示している．

注湯流量が素早く立ち上がっていることが確認できる．

そこで，注湯流出重量が 0.8[kg]に達した後の注湯流量を

５．３ 流出重量の高精度化を目的としたパラメー
タの設計

素早く立ち上げるために，取鍋傾動角速度を変更するシーケ
ンスブロック（シーケンス制御パラメータ cadd[deg/s]，および Cadd[kg]）を追加する．設計条件Ⅰにおける注湯流出重量
が 0.8[kg]に達した後の注湯流量条件(qc≦1.50×10-4 [m3/s])を

目標流出重量へ高精度に，かつ素早く注湯するために，
Fig. 8 に示す流出重量シーケンス制御のパラメータ C[kg]，および D[kg]を設計する．ここで，素早い湯切り動作を行う満たす中で流出重量が最大となるように，シーケンス制御パために，後傾動作に対するシーケンス制御パラメータ

ラメータ cadd[deg/s]，Cadd[kg]を求める．そこで，(13)式に示

d[deg/s]は自動注湯ロボットの最大角速度-15.00[deg/s]とする．

す評価関数を最小化 するパ ラメー タ cadd [deg/s]， および設計条件Ⅳを満たした中で，高速注湯を実現するために，シCadd[kg]を求める．

ーケンス制御パラメータ C[kg]，D[kg]は，(15)式に示す評価
N

J = −∑ wbi + J P

関数を最小化することで得られる．

(13)

N

i =0

ここで，wbi[kg]は，(5)式に示すように，注湯流量を時間積Δθ[deg]で分割した際のサンプル点番号である．JP はペナル

ここで，Tfij[s]は，注湯時間を示す．添字 i は，(11)式に示したように取鍋から流出する液体の流出開始角度θs[deg]の範囲
をΔθ[deg]で分割した際のサンプル点番号である．添字 j は，

ティ項であり，(14)式の条件が満たされない場合に JP=108 が設計条件Ⅳに示す目標流出重量 wtg[kg]の範囲を Δw[kg]で分与えられる．

qci < qccondh , (i = 0,L, N )(15)

i =0 j =0

分した流出重量である．また，添字 i は，(11)式に示すように取鍋 から流出する 液体 の 流出開 始角度 θs[deg]の 範囲をM

J = ∑∑ T fij + J P

割した際のサンプル点番号であり，(16)式に示す．

wtgj = wtg 0 + jΔw, ( j = 0,1,L, M )(14)qccondh[m3/s]は，設計条件Ⅰにおける注湯流出重量が 0.8[kg]に達した後の注湯流量条件(1.50×10-4 [m3/s])である．(13)式に示す評価関数の最小化は，パラメータ Cadd[kg]に対して，
探索範囲 0.8<Cadd≦3.00[kg]，刻み幅 0.01[kg]とし，パラメー
タ cadd[deg/s]に対して，探索範囲 0.40≦cadd≦2.00[deg/s]，刻(16)

本稿では，設計条件Ⅳより，wtg0=5.40[kg]，wtgM=13.00[kg]であり，Δw=0.2[kg]とすると M=38 となる．また，JP はペナル
ティ項であり，(17)式の条件を満たすことができない場合にJP=108 が与えられる．

wLij (T fij ) − wtgj ≤ werror ,み幅 0.01[deg/s]として全数探索を行った．その結果，パラメ(i = 0,L, N , j = 0,L, M )ータ Cadd=1.22[kg]，および cadd =1.46[deg/s]を得た．

(17)

こ こ で ， シ ー ケ ン ス 制 御 パ ラ メ ー タ （ a=0.82[deg/s] ，wLij[kg]は， (11) 式のサンプル点 i における流出開始角度b=0.17[deg/s] ， cadd=1.46[deg/s] ， c=0.40[deg/s] ， A=0.17[kg] ，

θsi[deg]，および(16)式のサンプル点 j における目標流出重量

B=0.8[kg]，Cadd=1.22[kg]）を用いて，注湯シミュレーション

wtgj[kg]で注湯した際の取鍋から流出した液体の流出重量でした結果を Fig. 11 に示す．Fig. 11(a)は取鍋傾動角速度であある．(17)式に示す評価関数の最小化は，パラメータ D[kg]り，(b)は注湯流量を示す． Fig. 11(a)が示すように，シーケ

に対して，探索範囲 0<D≦2.00[kg]，刻み幅 0.01[kg]とし，ンスブロックの追加により，13[s]付近において取鍋傾動角

パラメータ C[deg/s]に対して，探索範囲 0≦C≦2.00[kg]，刻103

Fig. 12 Simulation Results of Proposed Sequence Control

Fig. 13 Simulation Results of Proposed Sequence Control(Target Outflow Weight 5.48[kg], Tilting Angle on Starting(Target Outflow Weight 13.00[kg], Tilting Angle on Starting

Outflow 23.30[deg])

Outflow 27.00[deg])

み幅 0.01[deg/s]として全数探索を行った．その結果，パラメ

る．Fig. 13(d)に示すように，最終流出重量は 13.10[kg]と目ータ C=1.48[kg]，および D =0.60[kg]が得られた．

標流出重量に対して，±0.1[kg]以内と高精度に注湯できてい

５．４

ることが確認できる．

提案制御システムのシミュレーション

提案制御システムのシミュレーション結果を Fig. 12 に示
す．シミュレーション条件として，取鍋からの液体流出開始

６．溶湯による注湯実験

角度は θs=23.30[deg]，目標流出重量 wtg=5.48[kg]とする．こ

提案制御システムを実装した自動注湯ロボットを用いて，のシミュレーション条件は，後述する溶湯による注湯実験と溶湯による注湯実験を行う．目標流出重量は，Fig. 12 に示同条件としている．Fig. 12 において，(a)は取鍋傾動角速度

す注湯シミュレーションと同様に 5.48[kg]である．この注湯を示し，(b)は取鍋傾動角度，(c)は注湯流量，(d)は流出重量

実験では，注湯前の取鍋内注湯重量は，59.19[kg]であり，取を示す．Fig.12(c)では，注湯流量が設計条件Ⅰの溶湯飛散抑

鍋形状から計算される流出開始角度は，23.3[deg]である．実

制条件を満たしていることが確認できる．ここで，Fig.12(c)験結果を Fig. 14 に示す．Fig. 14 において，(a)は，取鍋の傾に示される注湯流量は，溶湯飛散抑制条件に対して，余裕の動角速度である．取鍋傾動角速度は，取鍋傾動用サーボモー

ある結果となっている．これは，一定の傾動角速度においてタに取り付けられているロータリーエンコーダから得られたも注湯流量は増加する傾向にあり，目標流出重量が大きい場

傾動角度データを，後進差分による時間微分したものである．

合には注湯流量が，溶湯飛散抑制条件に達する可能性がある．

Fig. 14(b)は，ロータリーエンコーダにより計測された取鍋傾

本稿で提案する流出重量シーケンス制御は，目標流出重量に動角度であり，(c)は，ロードセルにより計測された取鍋か関係なく，固定のシーケンスパラメータを用いるために，ら流出した溶湯の流出重量である． Fig.14(c)において，実線

Fig.12 のシミュレーション結果のような目標流出重量が小さは注湯実験の結果を示し，破線は，自動注湯ロボット数理モ

い場合には，溶湯飛散抑制条件に対して，余裕のある注湯流

デルを用いたシミュレーション結果を示す．注湯実験では，量となる．

取鍋が垂直状態（θ=0[deg]）において，溶湯を取鍋に注ぎ，このシミュレーション結果において，最終流出重量は

その後，垂直状態から注湯実験を開始しているため，20[s]5.41[kg]と目標流出重量へ高精度に注湯することができるこ付近において溶湯流出が開始している．そこで，Fig. 14 でとが確認された．取鍋からの液体流出開始角度をは，取鍋から溶湯が流出している近傍の実験データ（10[s]θs=28.0[deg]へ変更した場合には，最終流出重量は 5.57[kg]で～35[s]）の実験データを示す．また，Fig.14(a)において，後あり，目標流出重量 5.48[kg]に対して，設計条件Ⅳを満たす

傾時の取鍋傾動角速度は，ノイズの影響で判然としないが，±0.1[kg]以内であることが確認された．

指令信号の取鍋傾動角速度は，シミュレーション結果と同様

液 体 流 出 開 始 角 度 を θs=27.0[deg] ， 目 標 流 出 重 量に-15[deg/s]である．Fig. 14(c)の 29[s]付近において，ロード

wtg=13.00[kg]とした際のシミュレーション結果を Fig. 13 にセルによって計測された流出重量に大きな振れが生じている．

示す．Fig. 13 において，(a)~(d)の構成は，Fig. 12 と同様であ

これは，取鍋を動作させる際に，取鍋の重心移動時の加速度
1042.7[%]以内であった．これらの結果より，提案する注湯流出
シーケンス制御は，高精度に注湯できることが確認された．
取鍋の液体流出が開始してから終了するまでの注湯時間については，本稿で提案する制御システムでは 9.5[s]から
10[s]の間で注湯がなされている．一方，過去の文献 9)で提案されている注湯流出重量フィードフォワード制御では，9[s]から 9.5[s]の間で注湯されている．本稿で提案する注湯流出
重量シーケンス制御では，注湯環境の変化を考慮して，固定シーケンス制御パラメータを設計しており，注湯精度に重点を置いた保守的な制御システムであるため，フィードフォワ
ード制御よりも注湯時間が長くなる．しかし，フィードフォ
ワード制御と比較し，0.5[s]と僅かな遅れでありながら，流出重量精度の面で，フィードフォワード制御での 5.5%～
Fig. 14 Experimental Results of Proposed Sequence Control

11%に対して，本稿で提案する流出重量シーケンス制御は(Target Outflow Weight 5.48[kg])2%以内の高精度注湯を実現するため，高速・高精度化が求められる自動注湯ロボットに対して，有用な注湯制御システ
ムとなり得る．

７．注湯精度と注湯時間
本稿で提案する注湯流出重量シーケンス制御では，４章に示す設計条件を満たすシーケンス制御パラメータを設計している．特に，設計条件Ⅳにおいて，注湯精度±0.1[kg]以内の制約を設けており，これを満たした中で，素早い注湯を実現している．そこで，本手法における注湯精度の制約と注湯時
Fig. 15 Pouring by Proposed Sequence Control

間の関係を明らかにする．設計条件における許容注湯精度をによって生じている．しかし，Fig. 8 のフローチャートから±0.1[kg]，および±0.15[kg]として，それぞれについて提案もわかるように，注湯流出重量シーケンス制御では，後傾動設計手法でシーケンス制御パラメータを設計し，注湯シミュ

作前は傾動角速度を ω=0[deg/s]として，取鍋を停止させて，レーションにより注湯時間と注湯精度を確認する．それぞれ

後傾動作開始判定をしているため，重心移動の影響が，流出の許容注湯精度に対する本設計手法で求めたシーケンス制御

重量制御の高精度化に影響を与えることはない．Fig.14(c)にパラメータを Table 1 に示す．Table 1 において，それぞれの示す注湯実験結果と自動注湯ロボットの数理モデルによるシ

許容注湯精度に対して，シーケンス制御パラメータ C[kg]とミュレーション結果において，シミュレーション結果が注湯D[kg]のみが異なっている．これは，５．３節に示すように

実験結果に高精度に追従している．この結果から，本稿に示

注湯流出重量の精度に関与するシーケンス制御パラメータがす数理モデルが自動注湯ロボットの注湯プロセスを高精度にC[kg]と D[kg]であることによる．

表現していることが確認できる．また，Fig. 15 では，実験

そして，Table 1 に示すシーケンス制御パラメータを用い中の注湯状態を示す．Fig. 15 から確認できるように，提案て，注湯シミュレーションを行う．設計条件における許容注

制御システムにおいて，２段階注湯流量により，注湯中に飛湯精度，シミュレーションにおける注湯条件（流出開始角度，

散が抑制されている．

目標流出重量），シミュレーションで得られた注湯精度と注

そして，目標流出重量 5.48[kg]に対して，実験による流出

湯時間を Table 2 に示す．ここで，注湯時間とは，取鍋内の重量は 5.38[kg]であり，目標流出重量との誤差比率は-1.8[%]

液体が流出を開始してから，流出が終了するまでの時間を示であった．この結果は，過去の文献 9)で提案されている注湯

し て い る ． Table 2(a) は ， 設 計 条 件 の 許 容 注 湯 精 度 を ±流出重量フィードフォワード制御の流出重量誤差比率（5.50.1[kg]として，本設計手法で設計し，注湯シミュレーション～11.0[%]）と比較して，高精度注湯が実現していることがを 行 っ た 結 果 で あ り ， Table 2(b) は ， 許 容 注 湯 精 度 を ±確認できる．また，異なる取鍋傾動角度に対して，溶湯によ0.15[kg]とした際のシミュレーション結果である．Table 2 にる注湯実験を４回実施した結果，注湯流出重量誤差比率は±おいて，許容注湯精度を緩和すると注湯時間を短縮できるこ105

作開始時点における流出重量（目標流出重量からシーケンス

Table 1 Parameters of Sequence Control by Proposed Approach
Allowable
Error of
Outflow
Weight [kg]

A[kg]

±0.1

0.17

0.80

1.22

1.48

0.60

±0.15

0.17

0.80

1.22

0.81

0.72

a[deg/s]b[deg/s]

cadd[deg/s]c[deg/s]

注湯流出重量のみで後傾動作開始の判別を行うのではなく，

0.82

0.17

1.46

0.40

注湯流量も考慮することで，自動注湯ロボットの更なる高速

0.82

0.17

1.46

0.40

化・高精度化が図れることを示している．

B[kg]

Cadd[kg]

C[kg]

D[kg]

制御パラメータ D[kg]を差し引いた流出重量）を 0[kg]として，後傾動作中の流出重量を示している．Fig. 16 からもわ
かるように，同じシーケンス制御パラメータでも，注湯条件
によって注湯流量の応答特性が異なり，その結果，後傾動作
中の流出重量に差異が生じることが確認できる．この結果は，Table 2 Simulation Results by Sequence Parameters in Table 1(a) Allowable Error of Outflow Weight: ±0.1[kg]Errorof
No. Tilting Angle TargetofStarting Outflow
Outflow
Outflow [deg] Weight [kg] Weight [kg]PouringTime [s]

1

19.00

5.40

-0.01

10.18

2

19.00

13.00

-0.03

19.25

3

28.00

5.40

+0.09

9.59

4

28.00

13.00

+0.10

17.46

８．結言
本稿では，自動注湯ロボットにおける注湯流出重量シーケ
ンス制御に対して，所望の注湯精度を満たし，かつ高速注湯を行うシーケンス制御パラメータの設計法を提案した．
具体的な提案内容をつぎに示す．
1.

注湯中の溶湯飛散を抑制する目的で，溶湯飛散を引き起こす注湯流量領域を回避するように注湯流量制約を設け，素早い注湯を実現するように２段階注湯流量と(b) Allowable Error of Outflow Weight: ±0.15[kg]TargetError
ofNo. Tilting Angleof Starting
Outflow
Outflow
Outflow [deg]Weight [kg] Weight [kg]PouringTime [s]

5

19.00

5.40

-0.01

9.91

6

19.00

13.00

-0.03

18.96

7

28.00

5.40

+0.10

9.38

8

28.00

13.00

+0.15

17.28

する．その結果，溶湯飛散が抑制されていることが実験により確認された．
2.

注湯流量の応答性は緩慢であることから，注湯流量の素早い立ち上がりを実現するために，取鍋傾動角速度を一時的に速くするシーケンスブロックを追加する．
これにより，注湯流量が素早く所望の流量へ達し，注
湯動作の高速化が図れる．

3.

取鍋の後傾動作は，注湯精度に影響するため，所望の流出重量を満たした中で，高速注湯を実現するシーケ
ンス制御パラメータの設計手法を提案した．溶湯を用いた注湯実験により，注湯流出重量誤差比率は 2.7[%]以内であり，過去の論文 9)で提案されたフィードフォ
ワード流出重量制御による注湯流出重量誤差比率
5.5[%]～11.0[%]に対して，高精度に注湯されていることが確認された．

4.

Fig. 16 Outflow Weight and Flow Rate on Back Tilting Motion

設計条件における許容注湯精度を緩和すると，より高in Simulation

速な注湯動作が可能となるシーケンス制御パラメータとが確認できる．また，シミュレーションによる注湯精度は，が得られる．
5.

注湯条件によって異なることが確認できる．ここで，Table

注湯精度は注湯条件に影響される．注湯条件によって，2 に示すシミュレーション結果 No.5 と No.8 における後傾動

注湯流量の応答特性が異なり，その結果，後傾動作中

作時の注湯流出重量と注湯流量を Fig. 16 に示す．Fig. 16 にの流出重量に差異が生じる．後傾動作開始の判別に，おいて，(a)は流出重量を示し，(b)は注湯流量を示す．実線

注湯流出重量のみを用いるのではなく，注湯流量も用は，Table 2 に示すシミュレーション結果 No.5 の流出重量，いることで，自動注湯ロボットの更なる高速化・高精度化が図れる．

および注湯流量を示し，細線はシミュレーション結果 No.8の流出重量，注湯流量を示す．破線は目標流出重量を示す．

本稿で提案した注湯流出重量シーケンス制御設計手法は，Fig. 16 において，後傾動作開始時点を時刻 0[s]として，流出

砂型プレスキャスティングを対象に開発されている．しかし，重量と注湯流量を示している．また，Fig. 16(a)では，後傾動

湯口や湯道を利用して，溶湯を充填する従来型の鋳造法に対106しても，飛散抑制，および高速・高精度注湯は必要であり，

16) C. Samnang, Y.Noda, K.Terashima and K.Hashimoto:

本手法が適用可能であると考える．

Modeling and Analysis of Pouring Flow Rate to Prevent theSplash in Sand-mold Press Casting, Proceedings of European

[

参

考

文

献

]

Metallurgical Conference (EMC)2007, 4, 1899/1916 (2007)

1） 寺嶋一彦：鋳造業における自動注湯・溶湯搬送の現状，[

素形材，39-6，1/8 (1998)
野2) W. Lindsay: Automatic Pouring and Metal Distribution

田

善

之

著

者

紹

介

]

（正会員）
2006 年豊橋技術科学大学大学院工学

Systems, Foundry Trade Journal, 10, 151/176(1983)
3) J. Thielk: Using Electric Furnances to Store and Pour Treated

研究科博士後期課程修了．同年豊橋技Ductile Iron, Part 2, Modern Casting, November, 25(1987)

術科学大学工学部生産システム工学系

4) K. Kozuszek: Robotic Problem Solving, Modern Casting, April,

助 手 ， 2007 年 助 教 ， 現 在 に 至 る ．
2005 年 6 月～8 月メルボルン大学客員

24(2006)

研究員．鋳造設備の自動化，制振制御，

5) 浅海洋一：縦型自動造型機ラインにおける造型効率の向パーソナルビークルの研究に従事．日

上，素形材，47-10，11/13(2006)6) 西田理：注湯工程の自動化，素形材，47-10，6/10(2006)

本機械学会，日本鋳造工学会，システ7) 野田善之，西田理：取鍋傾動式自動注湯機による鋳込重

ム制御情報学会などの会員．

量の精度解析，鋳造工学，81-9，451/456(2009)
寺

8) K. Hashimono, K. Ota, J. Iwasaki, Y. Hagata, Y. Suzuki and K.

嶋

一

彦

（正会員）

Terashima: Development of a Sand Mold Press Casting

1981 年京都大学大学院工学研究科博

Process: Post-Filled Formed Casting Process, International

士後期課程修了．82 年豊橋技術科学

Journal of Automation Technology, 2-4, 253/258 (2008)

大学工学部生産システム工学系助手．

9) 野田善之，松尾祐介，寺嶋一彦，橋本邦弘，鈴木薪雄：

講師，助教授を経て 94 年教授，現在

高精度取鍋傾動式自動注湯機のための重量センサレスフに至る．91 年～92 年ミュンヘン工科ィ ー ド フ ォ ワ ー ド 鋳 込 重 量 制 御 ， 鋳 造 工 学 ， 80-8 ，

大学客員研究員．システム制御理論と466/474(2008)

その応用に従事．日本機械学会，シス
テム制御情報学会，日本ロボット学会，

10) 篠原一寛，森本博幸：自動注湯機の開発，自動車技術，

日本鋳造工学会，IEEE などの会員．

46-11，79/85(1992)
11) 矢野賢一，金子元樹，杉本祐，寺嶋一彦：注湯プロセス
における熟練技能を実現する自動注湯ロボットのスーパ

鈴

木

薪

雄

ーバイザリ制御，日本ロボ ット学会誌， 21-6，90/101

2001 年豊橋技術科学大学大学院工学(2003)

研究科博士後期課程修了．同年新東工業（株）入社．日本機械学会，日本ロ12) 矢 野 賢 一 ， 杉 本 祐 ， 野 田 善 之 ， 寺 嶋 一 彦 ： Betterment

ボット学会の会員．

Process による円筒取鍋型自動注湯ロボットの注湯流量制
御，日本機械学会論文集（Ｃ編），70-694，206/213 (2004)
13) 野田善之，寺嶋一彦：傾動式自動注湯システムにおける
注湯流量モデルと逆モデルによる注湯流量フィードフォ
ワード制御，日本機械学会論文集（Ｃ編），72-722，
3147/3154(2006)
14) Y. Noda, M. Suzuki and K. Terashima: Optimal Sequence

橋

本

邦

弘

Control of Automatic Pouring System in Press Casting Process

1987 年京都大学工学部卒業．同年新by using Greensand Mold, Proceedings of SICE-ICASE

東工業（株）入社．現在，同社鋳機技International Joint Conference 2006, 4083/4089(2006)

術グループ副マネージャー．日本鋳造工学会の会員．

15) 須藤浩三，長谷川富市，白樫正高：流体の力学，コロナ社，(1994)107