3 – Falhas técnicas na segurança dos propulsores A, B, C, D e no projeto do circuito de Segurança e Atuação dos detonadores do primeiro estágio do VLS-1 V03.

Com base nas pesquisas bibliográficas realizadas e no Relatório da Investigação do Acidente (COMAER, 2004), ocorreram as seguintes falhas técnicas na segurança dos ignitores e no projeto do Circuito de Segurança e Atuação dos detonadores dos propulsores A, B, C e D do primeiro estágio do VLS-1 V03:

3.1 – Ausência do Dispositivo Mecânico de Segurança (DMS)

Conforme descrito no texto abaixo:

“202.1b Safe and Arm (S&A) Device. All solid propellant rocket motors shall be equipped with an S&A device that provides a mechanical interrupt in the pyrotechnic train immediately downstream of the initiator. The S&A device shall be designed and tested in accordance with provisions of MIL-STD-1576.” (NASA, 1989)

é obrigatória a existência de pelo menos uma barreira mecânica de segurança. Portanto, podemos concluir que a principal falha técnica na segurança dos ignitores do VLS-1 V03 foi a retirada do Dispositivo Mecânico de Segurança (DMS) do projeto. O VLS-1 V03 não possuía Dispositivos Mecânicos de Segurança (DMS) para os propulsores A, B, C e D do primeiro estágio.

Os Dispositivos Mecânicos de Segurança teriam criado uma barreira mecânica entre os detonadores e os ignitores dos propulsores do primeiro estágio, impedindo a transmissão da detonação intempestiva de um dos detonadores do propulsor A para o ignitor do propelente, evitando desta forma a ocorrência do acidente catastrófico.

Segue abaixo  a transcrição do item 4.8.8.2.1 de outra fonte bibliográfica sobre Dispositivo Mecânico de Segurança (DMS) (USAF, Oct 1999):

4.8.8.2.1 “Electromechanical S&A General De­sign Requirements.”

a. When the S&A device is in the SAFE position, it shall provide mechanical isolation of the EED from the explosive train and electrical isolation of the firing circuit from the EEDs by means of:

1. The power and return lines of the firing circuit shall be disconnected.

2. The bridgewire shall be shorted and grounded through a resistor having a resistance value between 10 kilohms and 100 kilohms.

3. The explosive train shall be interrupted by a mechanical barrier capable of containing the output energy of the EED without initiating the explosive.”

no qual podemos verificar que são exigidos os seguintes itens:

3.1.1 – As linhas de energia e de retorno da linha de disparo devem estar desconectadas.

“Para atender este requisito, deverá ser colocado um relé bi-estável entre a Fonte de Disparo e a linha de disparo”;

3.1.2 – A ponte resistiva deverá estar curto-circuitada e aterrada por meio de um resistor cujo valor da resistência esteja entre 10 kΩ e 100 kΩ.

“Para atender este requisito, deverá ser colocado um resistor de 100 kΩ aterrando cada curto-circuito dos fios dos detonadores”, bem como deverão ser colocados resistores de 100 kΩ entre a linha de disparo e o aterramento da casamata, e

3.1.3 – O trem explosivo deverá ser interrompido por uma barreira mecânica, capaz de conter a energia da explosão do dispositivo eletro-pirotécnico, sem iniciar o explosivo à sua frente.

“Para atender este requisito, deverá ser colocado um Dispositivo Mecânico de Segurança (DMS) entre cada par dos detonadores e seus respectivos ignitores situados dentro dos propulsores A, B, C e D”.

3.1.4 – Justificativa para a existência dos resistores de 10 a 100 kΩ.

De acordo com (JOFFE e LOCK, 2010) p. 139:

“Grounding for ESD is implemented on the basis of the same physical principles as those applied for “regular” EMI. Unique to grounding for ESD is the fact that often “soft grounds,” in which a dissipative element (i.e., resistor) is incorporated in the grounding path, are used for limiting peak ESD currents from flowing through the protected sensitive circuit. As an example, electrically initiated explosive devices (EIEDs), when in the “safe” position, should be grounded through resistors having values of 10 to 100 k .

3.2 – A figura 79.1 abaixo foi criada a partir da figura 79 do Relatório da Investigação, para facilitar a análise da questão da segurança da linha de disparo:

Figura 79 do relatório de investigaçãoFigura 79.1 - Linha de disparo na condição de SEGURANÇA no instante do acidente

Foram desprezados os relés e a origem das ligações de cada fio dos detonadores no Quadro Distribuidor de Linhas Umbilicais da Sala de Interface, porque eles estavam todos curto-circuitados.

É muito importante observarmos que as carcaças dos detonadores estão aterradas na estrutura metálica do Veículo. Pelo fato dos detonadores possuírem uma alta capacitância intrínseca entre os pinos e a carcaça, as cargas elétricas positivas, geradas nos fios dos detonadores principalmente pelo gradiente do Campo Elétrico Vertical existente sobre os mesmos, vento e poeira, serão atraídas para suas carcaças aterradas no Veículo e o processo natural é ocorrer a acumulação de cargas positivas na ponte resistiva de 1 Ω, nos pinos e nos fios dos detonadores se não for criado um meio para a sua dissipação antes que se acumulem.

Para resolvermos este problema teria sido necessária a instalação de resistores dissipadores de eletricidade estática para o aterramento do Veículo e criarmos um caminho alternativo ao explosivo do “primer” através do qual as cargas acumuladas pudessem ser descarregadas preventivamente para o aterramento do Veículo.

Se o detonador tivesse um centelhador interno, esta eletricidade estática teria sido descarregada para o aterramento do Veículo através do centelhamento do mesmo.

Da mesma forma, se colocássemos um centelhador externo em cada fio dos detonadores a eletricidade estática teria sido descarregada para o aterramento do Veículo através do centelhamento dos mesmos.

Também poderiam ter sido utilizados varistores ou um circuito com a combinação de centelhador, varistor e diodo Zener corretamente projetado.

Se adicionássemos uma caixa com um relé bi-estável na condição de segurança, curto-circuitando os pinos à carcaça, não haveria a possibilidade de acumulação da eletricidade estática porque o detonador permaneceria isolado da linha de disparo dentro da cavidade ou alojamento do mesmo com os pinos e a carcaça num potencial comum ao aterramento da estrutura do Veículo:

Figura ilustrativa das ligações pin-to-pin e pin-to-case com o par de fios torcidos e blindados

Porém, a figura acima não possui a proteção de resistores inseridos no circuito da linha de fogocom o objetivo de:

– dissipar a eletricidade estática dos fios torcidos dos detonadores, que não possuíam blindagem, para o aterramento do Veículo;

– criar um caminho alternativo para que as descargas eletrostáticas, geradas por fontes externas ao circuito, incidentes ou induzidas nos fios torcidos do detonador, que não possuíam blindagem, pudessem ser encaminhadas ao aterramento do Veículo sem passar através do explosivo primário do primer e

– limitar o pico da corrente gerada na antena em loop”, formada pelos pinos e fios torcidos curto-circuitados e sem blindagem dos detonadores, a valores que não provocassem a iniciação do detonador. Esta corrente é gerada pela voltagem induzida na antena em loop quando ocorre a incidência de energia eletromagnética na área do loop”,

bem como não possui a proteção redundante de Dispositivos de Proteção contra Surtos (DPS) elétricos nos fios da linha de fogo. A figura abaixo apresenta essas proteções adicionais:

Figura ilustrativa do detonador e da linha de fogo protegidos por meio de um rele bi estavel, resistores de dissipacao, DPSs e fios torcidos e blindados

Esta técnica da utilização de um relé bi-estável dentro da cavidade de cada detonador, com um resistor de 100 kΩ inserido entre cada pino ou fio do detonador e o aterramento do Veículo, formando uma antena em loopcomposta por dois resistores de 100 kΩ e a resistência de 1 Ω da ponte resistiva, está mostrada na figura 12.4 abaixo que foi obtida em (PATEL, 2005) p. 325:

Figura 14.2 (PATEL, 2005) página 325

Fonte: Figura 12.4 apresentada em (PATEL, 2005) p. 325

A justificativa para a utilização de um resistor de 100 kΩ em cada pino ou fio dos detonadores, curto-circuitados e aterrados na estrutura do Veículo, encontra-se descrita abaixo:

20.1.3 Safety Hazards” (MANHA, 2009) p. 664

“Lightning” (MANHA, 2009) p. 666

adequate safeguards must be built in to prevent excessive currents from occuring in the electrical circuits

Fonte: (MANHA, 2009) p. 666

20.1.6 Safe Ignition Systems Design” (MANHA, 2009) p. 672

Through proper design of ignition systems, the probability of inadvertent ignition can be made extremely small. The design of a safe ignition system usually includes a safe and arm device, which only can be armed remotely. However, it is possible to disarm the safe and arm device either manually or remotely. A safe and arm device contains two independent barriers of a different physical nature, such as an electrical barrier and a mechanical barrier or an optical barrier and a mechanical barrier. Both barriers are installed or removed simultaneously by the safe and arm device.

Electrical

For initiation, electroexplosive devices require an electrical current. The most common devices cannot ignite if they are fed with a current of 1 A or an electrical power of 1 W, even for 5 min. However, some electroexplosive devices have an all-fire current of 0.3 A or less. To minimize the risk of accidental ignition, practically all solid propellant space systems use a safe and arm device. The schematic of a typical safe and arm device is given in Figure 20.2. The S1 switches, which are outside the device, are the ignition switches. They are the last to be switched, and they ignite the solid propellant system. The safe and arm device depicted in this schematic is in the safe position. The S2 switches are open and thereby close a grounded loop so that no radio frequency induced potential difference can be created. The loop, C, itself cannot be made always so that the enclosed area, S (Section 20.1.3, subsection “Lightning”), is zero. This is because the loops are physically

Figure 20.2 A safe and arm device.

Titulo da figura 20.2

located within the safe and arm device. Normally wires are twisted or shielded like coaxial cables to avoid creating a nonzero enclosed area, S.

Because it is possible that, during lightning, a rapidly changing magnetic field can pass through the loop, C, and induce a large potential difference, two large value resistors, such as 100 kΩ, have been introduced into the grounded loop. With these resistors present, even if a large potential difference in the loop is created, the actual current now is limited to very low values so as not to cause accidental ignition.

Also, a mechanical barrier shuts off the initiator from the downstream part of the ignition train, the solid propellant system igniter. This barrier is put in place when the safe and arm device is in the safe position by having switches S1 and S2 open so that no connection can be made between the power source and the electroexplosive device. Also, when switches S1 and S2 are open, they are grounded to avoid the circuit acting as an antenna and picking up radiated electromagnetic energy.” (MANHA, 2009).

Seguem abaixo as figuras 79 e 88 apresentadas em (COMAER, 2004) e adaptadas de acordo com o circuito e os Dispositivos Elétricos de Segurança mostrados na figura 20.2 apresentada em (MANHA, 2009) e as falhas técnicas restantes:

Figura 79 - Sistema eletrico de ignicao dos propulsores do primeiro estagio adaptada com o aterramento verde que faltou e os erros cometidos indicados em vermelho com os resistores de 100K conforme (MANHA, 2009)Figura 88 - Representacao simplificada da linha de fogo com a caixa de reles na condicao de SEGURANCA adaptado conforme a figura 20.2 de MANHA 2009 sem ignicao

Fonte: Figuras adaptadas das figuras 79 e 88 de (COMAER, 2004) e 20.2 de (MANHA, 2009)

Pelo fato de existirem dois aterramentos a 300 m de distância, seriam necessárias duas chaves do tipo S1 (dois relés bi-estáveis), uma na casamata para isolar a “linha de fogo” da fonte de disparo, que sempre é a última a ser ligada, e outra na Sala de Interface para isolar a “linha de fogo” de 300 m de comprimento, aterrada na casamata, do circuito da “linha de fogo” que utiliza o aterramento do Veículo, para isolar os circuitos aterrados na casamata dos circuitos aterrados no Veículo, evitando desta forma que o aterramento da casamata seja utilizado indevidamente para os resistores de 100 kΩ existentes na Caixa de Relés, pois todos os resistores de 100 kΩ existentes na Caixa de Relés deveriam obrigatoriamente ter sido aterrados na estrutura do Veículo.

No circuito da figura 79 mostrada acima, modificada e adaptada à figura 20.2 do safe and arm device apresentado em (MANHA, 2009) p. 672, podemos identificar as chaves S1 da casamata, S1 da Sala de Interface, uma primeira coluna com 16 resistores de 100 kΩ, uma segunda coluna com 16 resistores de 100 kΩ e uma terceira coluna com 16 chaves do tipo S2 (8 relés bi-estáveis) responsáveis pela conexão dos fios dos detonadores aos seus respectivos resistores da segunda coluna para formarem 8 “loops” com o circuito na condição de Segurança.

A chave S1 da Casamata é uma primeira barreira que isola a “linha de fogo” da fonte de disparo, curto-circuita e aterra o par de cabos torcidos e blindados de 300 m instalados num conduíte subterrâneo e, por este motivo, não acumulam eletricidade estática.

A chave S1 da Sala de Interface é uma segunda barreira elétrica e também curto-circuita e aterra, na estrutura do Veículo, os oito pares de fios paralelos verticais ligados nos relés e nos resistores de 100 kΩ da primeira coluna que encontram-se aterrados na estrutura do Veículo dentro da Caixa de Relés da Torre de Umbilicais a aproximadamente 13,7 m de altura. Estes resistores de 100 kΩ da primeira coluna dissiparão a eletricidade estática induzida nos fios verticais e horizontais do umbilical dos detonadores quando as chaves S1 da Sala de Interface e S1 da Casamata forem fechadas nos minutos finais da contagem regressiva para a ignição, pois neste instante as chaves (relés) S2 desconectarão os dois resistores de 100 kΩ da segunda coluna que fazem parte do “loop” para conectar os fios dos detonadores à fonte de disparo e permitir a ignição dos quatro propulsores do primeiro estágio.

As chaves S2 formam uma terceira barreira elétrica para impedir a iniciação não intencional dos detonadores e conecta cada fio dos mesmos a um resistor de 100 kΩ da segunda coluna curto-circuitados e aterrados na estrutura do Veículo, criando antenas em “loop” capazes de diminuir a intensidade da corrente induzida por fonte de energia eletromagnética incidente nos mesmos para níveis seguros, prevenindo uma iniciação não intencional ocasionada pela indução de corrente gerada por energia eletromagnética incidente nessas antenas em “loop” e, ao mesmo tempo, permite que estes resistores curto-circuitados e aterrados na estrutura do Veículo dissipem a eletricidade estática induzida nos fios dos detonadores enquanto o circuito estiver na condição de Segurança. Quando as chaves S2 forem fechadas, elas desconectarão os resistores de 100 kΩ da segunda coluna das suas respectivas antenas em “loop” e os outros 16 resistores de 100 kΩ da primeira coluna, situados entre os 16 fios paralelos verticais dos detonadores e o aterramento do Veículo, se incumbirão de continuar dissipando a eletricidade estática gerada nos fios dos detonadores e prevenindo uma iniciação não intencional ocasionada pela indução de corrente gerada por energia eletromagnética incidente nessas antenas em “loop”.

É obrigatório que todos os resistores de 100 kΩ tenham sido projetados e fabricados com tecnologia que permita-os suportarem a alta diferença de potencial induzida no “loop” por descargas de eletricidade estática.

As especificações dos resistores utilizados nos circuitos de segurança e atuação de bordo e de solo de foguetes de sondagem e Veículos Lançadores de Satélites encontram-se disponíveis em:

17 – Especificação dos resistores de 10 Ω, 200 Ω, 1kΩ, 10 kΩ, 20 kΩ, 50 kΩ e 100 kΩ utilizados no circuito de segurança e atuação de Veículos Lançadores de Satélites.

A drenagem das cargas positivas deverá ser realizada por meio de resistores não indutivos (VISHAY, 2010) e deve ocorrer para valores da constante de tempo RC do circuito bem menores que o tempo de carga do capacitor formado pelos detonadores e seus respectivos pares de fios torcidos e blindados, a fim de impedir a acumulação das mesmas.

O tempo de carga varia principalmente em função da intensidade do Campo Elétrico Vertical existente na parte interna da Torre Móvel de Integração (TMI) durante a montagem do Veículo, da intensidade do Campo Elétrico Vertical atmosférico existente na parte externa da TMI durante a exposição do Veículo a céu aberto, da presença de fontes de eletricidade estática sobre o Veículo tais como a capa de plástico insuflada constantemente de ar seco e frio existente ao redor da Coifa Principal, nuvens eletricamente carregadas, da velocidade do vento e da concentração de material particulado existente no mesmo.

Como dispomos apenas do gráfico encontrado em (FERRO, 2004) fora da Torre Móvel de Integração, devemos utilizar o valor máximo registrado para o campo elétrico vertical obtido nas informações sobre o gráfico abaixo:

Campo elétrico vertical no CLA

Fonte: (FERRO, 2004)

“O campo elétrico atmosférico de tempo bom apresentou variação diária típica em função da hora universal (UT – Universal Time) similar à curva de Carnegie, com valor médio de 177 V/m, valor máximo de 292 V/m ocorrendo por volta das 20:39h LT (23:39 UT) e valor mínimo de 76 V/m ocorrendo por volta das 5:01 h LT (8:01 UT).” (FERRO, 2004)

Portanto, será utilizado o valor máximo de 292 v/m e a voltagem que o resistor deverá suportar é de aproximadamente: 292 V/m x 13,7 m = 4000 V = 4 kV.

Porém, tendo em vista que não existia um sistema de dissipação da eletricidade estática acumulada no corpo dos trabalhadores responsáveis pela conexão dos fios dos detonadores na caixa de relés, os fios dos detonadores também estavam sujeitos a uma descarga eletrostática entre 25 e 50 kV, sendo este último valor considerado como a máxima voltagem que o corpo humano pode armazenar e descarregar nos fios dos detonadores (Li et al, 2012).

Uma análise dos resistores adequados para utilização em circuitos destinados à proteção contra descargas eletrostáticas está apresentada em (VISHAY, 2010).

3.3 – A inexistência do aterramento dos 16 resistores de 100 kΩ na carcaça do VLS-1 V03 (COMAER, 2004) é incompatível com a existência do aterramento dos 4 resistores de 100 kΩ mostrados na figura 4 do circuito de segurança e atuação utilizado tanto em foguetes de sondagem como em lançadores de satélite do Instituto de Aeronáutica e Espaço (IAE) (CAMPELLO, 2004). 

Não sabemos o motivo desta discrepância entre a figura 4 de (CAMPELLO, 2004) e a figura 79 em (COMAER, 2004).

Sabemos que existiam dois motivos para a necessidade da colocação dos resistores de 10 a 100 k, entre a linha de fogo do circuito de segurança e atuação dos detonadores do VLS-1 V03 e o aterramento:

3.3.1 – Drenar a eletricidade estática gerada na linha de fogo, que não possuía blindagem, por fenômenos naturais (Campo Elétrico Vertical, vento, nuvens, chuva, presença de íons na umidade do ar, radônio, alterações no clima espacial, etc.) e/ou pelo atrito entre os cabos na cablagem exposta ao vento, evitando desta forma o acúmulo da mesma na linha de fogo e

3.3.2 – De acordo com (JOFFE, 2010) p. 139:

“Grounding for ESD is implemented on the basis of the same physical principles as those applied for “regular” EMI. Unique to grounding for ESD is the fact that often “soft grounds,” in which a dissipative element (i.e., resistor) is incorporated in the grounding path, are used for limiting peak ESD currents from flowing through the protected sensitive circuit. As an example, electrically initiated explosive devices (EIEDs), when in the “safe” position, should be grounded through resistors having values of 10 to 100 k.

Vale lembrar que esses resistores são especialmente fabricados para serem utilizados em circuitos submetidos a descargas eletrostáticas, conforme pode ser visto em (VISHAY, 2010).

Portanto, será necessário investigar qual foi o motivo pelo qual instalaram 16 resistores de 100 kΩ sem  o aterramento dos mesmos na carcaça do VLS-1 V03 e não colocaram um resistor de 100 kΩ entre cada par de fios curto-circuitados dos detonadores e o aterramento do Veículo.

3.4 – Segue abaixo a figura 79 para ser adequada às bibliografias acima citadas:

Figura 79 do relatório de investigação

Para adequá-la às bibliografias acima citadas, acrescentaremos os seguintes itens:

  • um relé bi-estável entre a Fonte de Disparo e a linha de disparo;
  • um resistor de 100 kΩ entre cada par de fios curto-circuitados dos detonadores e o aterramento do veículo e
  • resistores de 100 kΩ entre a linha de disparo e o aterramento da casamata.

Portanto, após a adequação a figura 79 é modificada conforme mostrado na figura abaixo:

Figura 79 Adequada às normas AFSPC MANUAL 91-710 e MIL-STD-1576.

3.5 – A figura 79 adaptada de acordo com (PATEL, 2005) ficaria da seguinte forma:

Figura 79 Adaptada conforme (PATEL, 2005), não atende a norma AFSPC MANUAL 91-710 e (WILSON, 2002).

Esta figura adaptada de acordo com a figura 12.4 de (PATEL, 2005) não atende ao requisito do item 2 do sub-item 4.8.8.2.1 existente em (USAF, Oct 1999), que exige o aterramento do curto-circuito dos fios dos detonadores na estrutura do Veículo através de um resistor de 10 a 100 kΩ.

Porém, a proteção que ela oferece é maior que aquela obtida na figura 79 adaptada de (CAMPELLO, 2004), devido à limitação da corrente gerada por indução de voltagem na antena em loopdecorrente da incidência de energia eletromagnética na área da mesma.

3.6 – Tendo em vista que não existiam Dispositivos Mecânicos de Segurança no VLS-1 V03, seguem abaixo informações sobre o Dispositivo Mecânico de Segurança (DMS) utilizado pela NASA (BEMENT, 1995) no qual pode ser acoplado um motor de passo:

6-2 Safe&Arm Devices

Figure 21. Cross sectional view of manually operated, explosive transfer safe&arm.

Safe & arm texto

3.7 – No dia do acidente foram realizadas sucessivas medições da resistência do aterramento da plataforma de lançamento durante a montagem do VLS-1 V03, resultando num valor de 2,8 Ω.

De acordo com o item 5.1.4.2 do “DOE HANDBOOK ELECTRICAL SAFETY”:

5.1.4.2 TESTING EQUIPMENT GROUNDING SYSTEMS”

“Grounding systems shall be tested for electrical resistance and continuity when installation is complete and, in the case of active equipment, at intervals to be locally determined. The grounding system shall be visually inspected for continuity (before reactivation of the system) if the equipment has been inactive for more than 1 month. All exposed explosives or hazardous materials shall be removed before testing.” (DOE, 1998)

é obrigatória a retirada de todos os materiais explosivos ou perigosos, expostos à ação da eletricidade, antes da realização das medições da resistência do aterramento.

Esta obrigatoriedade se deve ao fato do explosivo do “primer”, existente entre os pinos e as carcaças dos quatro detonadores que foram conectados à “linha de fogo” às 11:30, terem sido submetidos à ação de uma corrente elétrica alternada e/ou descarga(s) eletrostática(s) gerada(s) entre a carcaça do Veículo e os pinos desses detonadores entre os quadros 26 e 27 gerados às 13:26:05.

Além desta corrente elétrica e/ou da(s) descarga(s) eletrostática(s) que fluiu(fluíram) através do explosivo do “primer”, entre 13:26:05,867 e 13:26:05,9 a uma taxa de filmagem de 30 quadros por segundo (fps) ou 13:26:05,963 e 13:26:06 a uma taxa de filmagem de 27 quadros por segundo (fps) conforme indicado pelo número 27 existente na parte superior de todos os quadros que não sofreram interferência elétrica, como no quadro 26 gerado às 13:26:05 mostrado abaixo:

13h 26min 05s 963 ms

Fonte: Quadro 26 gerado às 13:26:05 pelo Circuito Fechado de TV da Torre Móvel de Integração do CLA, imediatamente antes da ignição do VLS-1 V03 ocorrida entre os quadros 26 e 27.

existia nesta região uma acumulação de cargas elétricas positivas nos pinos e nos 40 m de fios dos detonadores, geradas pelo(a):

– Campo Elétrico Vertical existente no Meio Ambiente interior da Torre Móvel de Integração;

– vento e

– poeira,

ao longo deste intervalo de tempo decorrido entre 11:30 e 13:26, com um potencial elétrico em relação ao solo superior a 3 kV.

O Dr Eng Francisco Carlos Parquet Bizarria, responsável pelas medições da resistência do aterramento, tinha conhecimento deste fato porque ele era um dos orientadores de uma tese de mestrado intitulada Monitoramento da atividade elétrica atmosférica do Centro de Lançamento de Alcântara (FERRO, 2004).

Quanto mais alta a frequência da corrente que passa através do explosivo do “primer”, menor será o potencial elétrico que gera o centelhamento através do mesmo. Portanto, ocorre um sinergismo entre a eletricidade estática e a corrente alternada ou pulsada gerada pela fonte de corrente do medidor da resistência ou impedância do aterramento nas frequências mais altas.

Objetivando o cumprimento desta exigência descrita acima no sub-item 5.1.4.2, para serem retirados todos os materiais explosivos, deveria ter sido realizada uma vistoria e verificação da possível existência destes materiais no local.

Após a vistoria concluída e estes materiais retirados da situação de risco potencial, um dos dois funcionários desta equipe deveria ter ficado responsável pela guarda do local aonde estes materiais se encontravam, a fim de evitar que os mesmos fossem conectados novamente.

Porém, eles não realizaram uma vistoria do local em busca de tais materiais, como por exemplo, os 4 detonadores dos propulsores A e D, cujos fios curto-circuitados foram ligados aos seus respectivos relés sem o conhecimento deles.

Portanto, se foi realizada uma medição da:

– resistência ou

– impedância

do aterramento entre os quadros 26 e 27 gerados às 13:26:05 do dia 22 de agosto de 2003, houve violação do sub-item 5.1.4.2 apresentado em (DOE, 1998) que resultou na exposição dos explosivos primários, localizados dentro dos 4 detonadores dos propulsores A e D, à corrente alternada de baixa frequência (60 Hz) ou pulso de tensão de alta frequência na presença de eletricidade estática nos fios dos detonadores.

Tendo em vista os fatos acima citados, é importante a realização de um teste simulado que reproduza o circuito no qual o detonador estava ligado, para verificarmos se ocorre a iniciação do explosivo do “primer” sob a ação do campo eletromagnético gerado entre os pinos e a carcaça pelo medidor da resistência do aterramento. Este teste simulado deverá ser realizado da seguinte forma:

Primeira etapa: aplica-se apenas o sinal gerado pelo medidor da resistência do aterramento, sem a presença do potencial eletrostático entre os pinos e a carcaça, sendo que no caso de não ocorrer a iniciação, aplica-se a segunda etapa.

Segunda etapa: Deverá ser aplicado um potencial eletrostático baixo entre os pinos e a carcaça e em seguida deverá ser injetado o sinal do terrômetro no aterramento. Se não ocorrer a iniciação do detonador, deverá ser aumentado gradativamente o potencial eletrostático e realizada a medição do aterramento, e este procedimento deverá ser repetido até ocorrer a iniciação do detonador.

O objetivo deste experimento é verificarmos se o campo eletromagnético, gerado entre os pinos e a carcaça dos detonadores durante a medição do aterramento, em toda a faixa de frequência gerada pelo terrômetro, inicia um detonador que está submetido a um determinado potencial eletrostático que não é capaz de iniciá-lo.

3.8 – De acordo com (LEOPOLD, 1975), página A-3:

If a firing circuit is floating above ground (i.e., has no ground connections) then it is an electrostatic energy storage capacitor and with no drain resistance, can be a hazard condition by itselfA high insulation resistance would, in effect, enhance this hazard.

Conforme descrito em (COMAER, 2004), página 55:

“…, estando o painel de controle na condição de SEGURANÇA, ou seja, os relés de proteção desarmados, o circuito de cada “linha de fogo” dos propulsores do primeiro estágio podem ser considerado como “flutuante”, apesar da existência de dois resistores de 100 kΩ em cada fio (Figura 88) e de haver aterramento na casamata.”

Portanto, o circuito de disparo flutuante, de cada “linha de fogo” dos propulsores do primeiro estágio do VLS-1 V03, era um capacitor de armazenamento de energia eletrostática em relação às carcaças dos iniciadores e, nessa condição, caracterizava-se como uma situação de perigo por si só, tornando-se desta forma a própria fonte de eletricidade estática geradora de descarga eletrostática através do explosivo do “primer”, tida como uma das causas mais prováveis da iniciação dos detonadores.

Se associarmos a conclusão acima e a ausência do aterramento dos 16 resistores de 100 kΩ, podemos concluir que é verdadeira a hipótese de que o Campo Elétrico Vertical do interior da Torre Móvel de Integração do CLA, o vento e a poeira contribuíram para a geração e acumulação de eletricidade estática na “linha de fogo” situada entre os detonadores e a Caixa de Relés durante aproximadamente duas horas.

Portanto, a inexistência do aterramento dos 16 resistores de 100 kΩ na carcaça do Veículo, foi responsável pela acumulação de eletricidade estática nas linhas de ignição e nos detonadores conectados antecipadamente nos propulsores A e D na manhã do dia 22 de agosto de 2003 aproximadamente às 11:30, propiciando desta forma a oportunidade para a ocorrência de uma descarga eletrostática através do explosivo do “primer” de um dos detonadores do propulsor A que ofereceu menor resistência elétrica à formação do arco voltaico.

Ainda abordando a necessidade dos resistores de drenagem, podemos encontrar na letra e do sub-item abaixo, em (USAF, Oct 1997):

“4.7.7.8 FTS Circuit Isolation”

e. Ungrounded circuits, capable of building up static charge, shall be connected to the structure by static bleed resistors of between 10 kilohms and 100 kilohms.

3.9 – Segue abaixo a figura 88 (COMAER, 2004), adaptada sem os resistores de 100 kΩ e protegida por apenas uma lâmpada de Neon modelo 5AH (NE-83), para prevenir descargas eletrostáticas nos detonadores (STANDLER, 1989):

Figura 88 Protegida somente por uma lampada de Neon NE-83

Apesar da figura 88 acima estar protegida pela lâmpada de Neon, ela não pode ser utilizada porque não cumpre todos os requisitos da norma acima citada no sub-item 3.1.2 (USAF, Oct 1997).

Porém, a lâmpada de Neon teria acusado a existência de eletricidade estática nos fios flutuantes dos 4 detonadores detonadores AA, AB, DD e DC conectados prematuramente, por meio da sua luz pulsante ou contínua.

3.10 – Segue abaixo a figura 88 (COMAER, 2004), com os resistores de 100 kΩ originais, adaptada e protegida por uma lâmpada de Neon modelo 5AH (NE-83), para prevenir descargas eletrostáticas nos detonadores STANDLER, 1989):

Figura 88 Protegida pelos resistores originais e uma lampada de Neon NE-83

Apesar da figura 88 acima estar protegida pela lâmpada de Neon, ela não pode  ser utilizada porque não atende todos os requisitos da norma acima citada no sub-item 3.1.2 (USAF, Oct 1997).

Porém, a lâmpada de Neon teria acusado a existência de eletricidade estática nos fios flutuantes dos 4 detonadores AA, AB, DD e DC conectados antecipadamente, por meio da sua luz pulsante ou contínua.

3.11 – Segue abaixo a figura 88 (COMAER, 2004), com os resistores de 100 kΩ utilizados na figura 79 do item 3.2 acima, adaptada e protegida por uma lâmpada de Neon modelo 5AH (NE-83) para prevenir a ocorrência de descargas eletrostáticas nos detonadores (STANDLER, 1989):

Figura 88 Detonadores protegidos por 3 resistores de 100K e uma lampada de Neon modelo NE-83

Apesar da figura 88 acima estar protegida pela lâmpada de Neon e pelos resistores de 100 kΩ, ela não pode ser utilizada porque não cumpre todos os requisitos da norma acima citada no sub-item 3.1.2 (USAF, Oct 1997), tais como: a extremidade da linha de disparo situada na casamata não está curto-circuitada e isolada da fonte de disparo e não existe proteção contra indução por ondas eletromagnéticas na antena em “loop” dos fios dos detonadores.

Neste caso, a luz da lâmpada de Neon somente pulsaria se os resistores de 100 kΩ não conseguissem drenar sozinhos a eletricidade estática gerada nos fios sem blindagem dos detonadores, ou seja, quando a corrente de carga dos fios e seus respectivos detonadores fosse maior que aquela drenada pelo resistor.

3.12 – Existiam dois aterramentos a mais de 300 m de distância, um na casamata e outro na plataforma de lançamento do VLS-1 V03 e sendo utilizados como se fossem um aterramento único ou equipotenciais, quando na realidade não eram.

Nas figuras abaixo, obtidas em (JOFFE e LOCK, 2010), o “Site F” representa a plataforma de Lançamento do VLS-1 V04 e o “Site R” representa a Casamata:

Figure 3.28. The communication facility and remote control layout and grounding schemeFigure 3.29. Earth voltage gradient due to a lightning strike to the air terminal of the fixed facility antenna radome

Existe um problema decorrente da blindagem dos pares de fios torcidos, tendo em vista que:

“Shielding communication cables does not preclude lightning-induced damage to I/O circuits. Potential differences between the earth and the cables will result in insulation breakdown in the cables and damage to the I/O circuits.” (JOFFE e LOCK, 2010).

A solução deste problema está descrito no sub-item “3.3.2 Case #2: The Grounds for Lightning Protection” e é mostrado na figura 3.31 abaixo (JOFFE e LOCK, 2010):

Figure 3.31. The solution Installation of transient voltage suppressors (TVSs) on all interface circuuits
Basta acrescentarmos Dispositivos de Proteção de Surtos (DPS), adequadamente especificados e/ou projetados, nos pares de fios torcidos da linha de disparo.
Esta solução também encontra-se descrita no texto abaixo:
6.1 “Power, data, ordnance, or signal wires should be twisted with the associated return line. Both ends should be referenced to the lightning ground reference which usually is the structure. If there is a need for DC isolation, the reference can be via lightning suppression devices.” (BREWER, May 2007) e nas normas MIL e da NASA;
 3.13 – Foram utilizados pares de fios paralelos sem blindagem eletromagnética entre a caixa de relés da torre de umbilicais e a sala de interface e pares de fios torcidos sem blindagem eletromagnética, para ligar os pinos dos detonadores aos seus respectivos relés, na caixa de relés da torre de umbilicais. A solução correta teria sido a utilização de pares de fios torcidos com uma blindagem eletromagnética para cada par de fios (MUSGRAVE et al, 2009):
Twisted shielded pair courtesy of NASA
3.14 – A extremidade da linha de disparo, situada dentro da casamata, estava curto-circuitada e aterrada diretamente no aterramento da casamata, não existindo nenhum resistor entre a linha de disparo e o aterramento.
De acordo com o sub-item “5.7.4 Electrostatic Protection” da norma MIL-STD-1576 (USAF, 1984), que trata deste assunto, é obrigatório a utilização de resistores dissipadores de eletricidade estática entre as extremidades da linha de disparo e o aterramento, cuja combinação paralela resulte numa resistência acima de 10 kΩ. Existem outras bibliografias nas quais são recomendados:
1 – A NASA afirmou ter utilizado resistores de 3 MΩ na missão Apollo (ROBINSON, 1967);
2 – Resistores acima de 10 kΩ em (USAF, 1984)
3 – Resistores entre 10 e 500 kΩ em (USAF, sep 1997);
4 – Resistores entre 10 e 100 kΩ em (USAF, oct 1997)
5 – Resistores entre 20 e 200 kΩ em (ELLIS, 1998); 
6 – Resistores entre 10 e 100 kΩ no “Handbook” MIL-HDBK-1512 (DOD, 1997) e
7 – Resistor de 50 kΩ sugerido por (CATANI, 2001).

8 – Um resistor de 50 kΩ foi utilizado como um resistor redundante por (LEITE, 2013).

3.15 – Os 16 resistores de 100 kΩ ligados aos fios curto-circuitados dos detonadores, destinados à dissipação da eletricidade estática para o aterramento, resultavam numa resistência equivalente de 6,25 kΩ e, ao invés de estarem aterrados no Veículo para escoarem a eletricidade estática, estavam flutuantes, permitindo assim o acúmulo de eletricidade estática nos fios dos detonadores. Uma das soluções teria sido a colocação de apenas um resistor de 10 a 100 kΩ para suportar 4 kV, aterrado no Veículo, em cada uma das extremidades da “linha de fogo” que se encontra no Quadro Distribuidor de Linhas Umbilicais da Sala de Interface:

Figura 79.2 - Linha de disparo na condição de SEGURANÇA sem ocorrer acidente

A solução mais completa é aquela mostrada abaixo que obedece os requisitos exigidos pela norma:

Figura 79.3 - Linha de disparo na condição de SEGURANÇA sem acidente

3.16 – Os detonadores fabricados pela RJC, utilizados nos propulsores A, B, C e D do primeiro estágio, não possuíam centelhadores (“spark gap”) internos à carcaça dos iniciadores, os quais criariam um circuito preferencial entre os pinos e a carcaça metálica dos detonadores, através do qual teria ocorrido o escoamento, para o aterramento do veículo, da descarga eletrostática que incidisse ou fosse induzida nos fios sem blindagem dos detonadores, impedindo que a descarga eletrostática ocorresse através do explosivo do “primer” do iniciador do detonador.

Um exemplo de iniciador com “spark gap” pode ser visto no desenho abaixo do “Single bridgewire Apollo standard initiator” (FALBO e ROBINSON, 1973):

Figure 2. - Single bridgewire Apollo standard initiator.

Outro exemplo é o iniciador fabricado pela empresa DASSAULT que é utilizado no Ariane 5 (DASSAULT, 2008):

PYRO DASSAULT Desenho

PYRO DASSAULT Protection against ESD

Como ilustração, segue abaixo o desenho de um deflagrador que possui um “spark gap” externo bem simples de ser projetado e agregado ao corpo do dispositivo eletropirotécnico (McHugh, 2010).

SPARK GAP do LANL

SPARK GAP de LOS ALAMOS externo

3.17 – Os detonadores também não possuíam a proteção de lâmpadas de Neon A1C, que poderiam ter sido instaladas no interior do protetor de cablagem dos detonadores, conforme mostra a figura abaixo, com o objetivo de criar um circuito preferencial entre os pinos e a carcaça metálica dos detonadores, através do qual teria ocorrido a descarga de eletricidade estática que incidisse ou fosse induzida nos fios paralelos sem blindagem dos pinos dos detonadores, impedindo desta forma que a mesma ocorresse através do explosivo do “primer” do detonador (PIERSON, 1969).

Figura 88 simplificada com a proteção de duas lâmpadas de Neon NE-2 e um resistor de 10 Ω 0,25 W.

Apesar da figura 88 acima estar protegida pela lâmpada de Neon, ela não pode ser utilizada porque não cumpre os requisitos das normas do sub-item 3.1.2.

A1C Neon lamp data sheet (SPC TECHNOLOGY, 2000).

3.18 – Os quatro detonadores, AA, AB, DD e DC, e seus respectivos fios torcidos sem blindagem, sem aterramento, todos curto-circuitados e ligados entre si na caixa de relés da Torre de umbilicais e aterrados no aterramento da casamata através de uma resistência equivalente de 6,25 kΩ , atuaram como antenas e capacitores acumuladores de eletricidade estática, gerada continuamente pelo campo elétrico vertical do interior da Torre Móvel de Integração e pelo vento, devido ao fato de estarem estendidos por 5 m entre a Torre de umbilicais e os detonadores do VLS-1 V03, a aproximadamente 13,7 m de altura na sua respectiva cablagem umbilical, cujo comportamento elétrico era o de um fio passivo carregando-se de eletricidade estática por indução ao longo dos seus 5 m de comprimento, totalizando aproximadamente 40 m de fio a 13,7 m de altura. Não sabemos se os 16 fios verticais paralelos, que desciam pela torre de umbilicais, formavam antenas de aproximadamente 13,7 de altura pelo fato de não constar no relatório da investigação se os mesmos estavam ou não dentro de um conduíte metálico. A figura abaixo é muito pequena para poder mostrar este detalhe sobre a existência ou não de conduítes metálicos.

Vista da parte traseira da torre de umbilicais.

Fonte: Figura 11-8 (COCIAN, 2002)

3.19 – A carcaça do VLS-1 V03 e a torre de umbilicais também funcionavam como antenas;

3.20 – Uma das hipóteses da causa do acidente leva em conta que no início da manhã do dia 22 de agosto de 2003, a intensidade do campo elétrico vertical da atmosfera era baixa devido ao baixo calor da luz solar. Conforme a incidência da luz solar aumentava, também aumentava a convecção do ar na atmosfera. As partículas ionizadas negativamente próximas ao solo, geradas pela radioatividade natural, subiram na atmosfera levadas pela convecção do ar quente e pelo Campo Elétrico Vertical, gerando gradativamente um gradiente do campo elétrico cada vez maior, atingindo um valor médio de aproximadamente 3 kV no instante do acidente. Às 11:30 ele já se encontrava a um valor médio de aproximadamente 2,4 kV.

3.21 – Pela hipótese acima citada, às 13:26:00, o campo elétrico vertical da atmosfera gerou nos fios dos detonadores, na região do seu respectivo umbilical, a tensão eletrostática média de aproximadamente 3 kV, ocasionando a ruptura do dielétrico do capacitor formado pela carcaça e os pinos de um dos detonadores do propulsor A, gerando desta forma a centelha entre um dos pinos para a carcaça do mesmo através do explosivo do “primer” do iniciador do detonador, dando início ao acidente. Porém, existe a suspeita de que houve um “trigger” que desencadeou a descarga da eletricidade estática através do explosivo do “primer”, tendo em vista que as imagens das câmeras 1, 2, 3 e 4, gravadas em vídeo, mostram a existência de uma interferência elétrica no aterramento da(s) fonte(s) das mesmas exatamente às 13:26:00.

3.22 – Outras medidas preventivas para evitar o acidente teriam sido a instalação de um relé bi-estável para cada detonador, juntamente com os Dispositivos de Proteção de Surto do tipo centelhador, varistor, diodo Zener (TVS), circuito paralelo indireto ou circuito híbrido, tais como:

INPUT PROTECTION FOR POWER SUPPLIES

CIRCUITO HÍBRIDO DE UM VARISTOR E UM DIODO (DOD, 1998)

Representacao esquematica do detonador com as protecoes para descargas eletrostaticas

3.23 – Uma outra solução mais aprimorada teria sido o detonador acima com centelhadores internos à carcaça (“Spark gap” interno):

Representacao esquematica do detonador com as protecoes para descargas eletrostaticas e centelhador (spark gap)

A1C Neon lamp data sheet (SPC TECHNOLOGY, 2000).

3.24 – A melhor solução teria sido a utilização do “Nasa Standard Initiator Equivalent” (NSIE), cuja figura segue abaixo:

NASA STANDARD INITIATOR

tendo em vista que ele atende aos requisitos da norma MIL-DTL-23659F, DETAIL SPECIFICATION: INITIATORS, ELECTRIC, GENERAL DESIGN SPECIFICATION FOR (10 JUN 2010), adquiridos em licitação realizada pela Comisión Nacional de Actividades Espaciales da Argentina em 2012.

PROJECT:

Comision Nacional de Actividades Espaciales (CONAE)

TITLE:

Acquisition of Hot Bridgewire detonator, with single bridgwire 1A/1W/5′ NF (MIL-DTL-23659E). Nasa Standard Detonator Equivalent.

NOTICE:

Borrower/Bid No: 36/12

Licitacion Publica Internacional / International Public Tender

Fonte: Página da Internet. Disponível em < URL: https://www.devbusiness.com/ProjectViewer.aspx?ProjectID=31231&ProjectType=1 >. Acessado em 2013.

Não será necessária a ajuda da Argentina porque conforme a declaração do Coronel César Demétrio Santos, diretor do CLA:

“Na parte de redes pirotécnicas, elas foram todas reprojetadas e hoje esse sistema é até fabricado por uma empresa francesa que faz a rede elétrica do Ariane-5, o foguete francês que é lançado na Base de Kourou, na Guiana Francesa.”

Fonte:  Página da Internet. Disponível em < URL: Internethttp://imirante.globo.com/noticias/2013/08/22/o-vls-hoje-e-outro-foguete.shtml >. Acessado em 2013.

Também encontramos esta referência ao VLS-1 na página da Internet desta empresa francesa que fornece iniciadores pirotécnicos para a ESA (“European Space Agency”):

“1) Launcher applications

As a key player in European and Brazilian launcher programs, PyroAlliance supplies an array of equipment for Ariane 5, Vega and the Brazilian launcher, VLS-1. The primary functions performed by this equipment are: ignition, the transfer of pyrotechnic orders, stage separation and neutralization.”

Fonte: Página da Internet disponível em URL: < http://www.herakles.com/espace/equipements-pyrotechniques/?lang=en >. Acessado em 2013.

3.25 – Os dezesseis resistores de 100 kΩ estavam aterrados em configuração paralela no aterramento da casamata, quando o correto seria estarem aterrados individualmente no aterramento da carcaça do veículo e ligados somente ao par de fios dos seus respectivos detonadores;

3.26 – Não existia no terminal negativo do painel de controle, um resistor de no mínimo 10 kΩ aterrado, para a proteção da linha de fogo quando esta fosse conectada ao painel de controle;

3.27 – Não existiam proteções redundantes independentes, do circuito de segurança e atuação, na caixa de relés e junto aos detonadores;

3.28 – Os fios dos detonadores podem atuar como uma antena, mesmo que os fios estejam curto-circuitados (CSEC, 1999).

A.2.2 Hazards to Explosives” “Explosive devices, especially those which utilize electro-explosive devices (EEDs), can be susceptible to EMR. Therefore, careful co-ordination with authorities responsible for explosives is required before generating electromagnetic fields for test purposes.

  1. EEDs are the electrically initiated primers used to detonate explosives in blasting caps, seat ejectors, demolition charges and military munitions, among other things. The EED is the most sensitive link in an explosive system, and its susceptibility to electromagnetic energy might cause either detonation of the explosive charge, or dudding. The wire leads of an EED can act as an antenna, even if the leads are shorted.” (CSEC, 1999)

3.29 – Os fios torcidos sem blindagem e curto-circuitados dos detonadores, conectados à “linha de fogo” dentro da Caixa de Relés, formavam antenas em “loop” entre os curto-circuitos e os detonadores do VLS-1 V03;

Summary of the Effects of the Magnetic Field from a Electrostatic Discharge on Electroexplosive Initiators.

3.30 – Tendo em vista que o curto-circuito dos fios dos detonadores estavam ligados a uma resistência equivalente de 6,25 kΩ aterrada na casamata, as etapas para a determinação da configuração das antenas existentes no circuito da linha de fogo, a partir da figura 88 do relatório da investigação (COMAER, 2004), são as seguintes:

1ª Etapa: Análise da figura 88 do relatório da investigação do acidente com o VLS-1 V03.

Figura 88 - Representação simplificada da linha de fogo com a caixa de relés na condição de SEGURANÇA.

Fonte: (COMAER, 2004)

2ª Etapa: Primeira simplificação.

Figura 88 - 1ª etapa para identificação das antenas da linha de fogo

3ª Etapa: Segunda simplificação.

Figura 88 - 2ª etapa para identificação das antenas da linha de fogo

4ª Etapa: Terceira simplificação.

Figura 88 - 3ª etapa para identificação das antenas da linha de fogo

5ª Etapa: Quarta simplificação e adaptação da posição do detonador que deu início à ignição do propulsor A do primeiro estágio.

Figura das antenas em formato de dipolo e loop

6ª Etapa: Análise do VLS-1 V03 com cablagem umbilical  sem blindagem e suas respectivas imagens. Eu consegui analisar esta questão apenas para elaborar os dois gráficos mostrados abaixo e calcular o valor de Zc, mas não consegui dar continuidade aos cálculos. A análise completa desta questão está fora da minha competência e deverá ser elaborada por um engenheiro eletrônico que trabalhe no projeto do VLS-1.

ZL é a impedância do trecho dos cabos umbilicais sem blindagem. A fórmula para o cálculo de ZL é a de número (36) disponível em (HARRISSON, 1963):

Formula 36 de Harrison

onde o valor de ZG é medido, o valor de ZT é calculado e somente então será possível calcular ZL.

Foguete com o cabo umbilical com blindagem ligado e imagem Foguete com o cabo umbilical sem blindagem ligado e imagem

3.31 – Os fios torcidos dos detonadores carregavam-se de eletricidade estática gerada sob a ação do vento nas suas capas de polietileno em decorrência da falta de blindagem;

3.32 – Os fios curto-circuitados dos detonadores não estavam protegidos por Dispositivos de Proteção de Surto (DPS);

3.33 – Na figura 79 do Relatório Final da Investigação do Acidente com o VLS-1 V03, página 50 (COMAER, 2004), podemos observar que os cabos dos detonadores estão curto-circuitados (“pin-to-pin”), mas este curto-circuito está ligado numa combinação em paralelo de 16 resistores de 100 kΩ que estão aterrados na casamata, por meio da linha de fogo, o que resulta numa resistência equivalente de 6,25 kΩ aterrada na casamata e não ao aterramento das carcaças dos detonadores. Isto torna os fios curto-circuitados entre si flutuantes em relação ao aterramento do veículo;

3.34 – Existia uma capa de plástico cobrindo a coifa principal do VLS-1 V03 que, conforme consta no relatório da investigação, era insuflada continuamente com ar seco e frio. Este procedimento gerava eletricidade estática ao redor da coifa principal do veículo, na capa de plástico e nos dutos por onde passava o ar seco e frio e favorecia a ocorrência de uma descarga eletrostática. De acordo com as recomendações abaixo:

3.34.1 – “(6) All static generating materials should be excluded from the area.” (BILLON, 1994)

“Todos os materiais que geram eletricidade estática devem ser excluídos da área.”, mas no caso do acidente com o VLS-1 V03 foi instalado na coifa principal do Veículo um gerador de eletricidade estática com as dimensões da mesma, mostrada na figura abaixo

Coifa principal

Fonte: (COMAER, 2004)

3.34.2you must stop the generation of charges if possible and SLOWLY bleed off any charges you can’t prevent. (TRANSWIKI, 2012)

Bibliografia

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About Dallapiazza

Este trabalho de pesquisa é destinado à Força Aérea Brasileira. Tem como objetivo principal orientar os atuais e futuros engenheiros, que trabalham ou pretendem trabalhar nestas atividades de lançamento de foguetes de sondagem ou veículos lançadores de satélites, sobre o projeto correto do circuito de segurança e atuação de solo, os riscos existentes e as medidas preventivas que devem ser adotadas na proteção do mesmo, a fim de torná-lo seguro e fornecer subsídios para o lançamento seguro do VLS-1 V04, bem como ser fonte de material didático sobre este assunto. É também uma homenagem ao meu tio, Brig Eng Roberto Della Piazza (1938-2013), T72 do ITA e Ex-Diretor da Diretoria de Material da Aeronáutica, cujo sobrenome correto do pai e do avô é Dallapiazza.
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