12 – Vídeo de um treinamento sobre “Descarga Eletrostática”.

Segue abaixo em vídeo um treinamento sobre “Descarga Eletrostática”, ministrado por Dan Anderson, cuja apostila encontra-se disponível em “1 How to keep ESD out of electronics“.
No instante 00:28:25 ele inicia a estória de um acidente com um foguete da NASA provocado por descarga eletrostática. No instante 00:30:00 ele explica a causa da iniciação do “squib” do foguete e em 00:31:30 a medida preventiva que deveria ter sido executada para evitar a ocorrência do mesmo.
Na apostila esta estória encontra-se descrita e disponível em “1.13 Dan Anderson Stories“.
Para cumprir as normas de segurança e garantir que não ocorra acidente no transporte e manuseio de um detonador, os dois pinos são curto circuitados e ligados à carcaça. Porém, no instante da conexão o par de fios curto circuitados são desconectados da carcaça para serem conectados à “linha de fogo”, permitindo que um acúmulo de eletricidade estática nos fios ou na carcaça seja descarregada para o aterramento através do explosivo primário. Para que este acidente não ocorresse, bastaria terem sido mantidos os pinos conectados à carcaça para criar um caminho alternativo para que a dissipação da eletricidade estática gerada na carcaça não ocorresse através do explosivo.
O aterramento apenas do par de fios do detonador não é permitido pelas normas justamente para evitar este tipo de acidente.
Os fios curto-circuitados ou a carcaça dos detonadores não devem permanecer eletricamente flutuantes quando um ou outro estiver aterrado, pois o explosivo primário comporta-se como o dielétrico da capacitância intrínseca existente nos detonadores.
A blindagem dos fios também permanecerá flutuante e acumulará eletricidade estática juntamente com a carcaça do detonador se ambas não estiverem conectadas ao aterramento.
Vale lembrar aqui as recomendações feitas por (WILSON, 2002) nos itens Pin-to-Case ResponsePin-to-Case Calculations”, Pin-to-Case Experimental Evidence”, Insult Mitigation” e Conclusion.
Seria interessante que este vídeo fizesse parte de um programa de prevenção de descarga eletrostática dentro do IAE, principalmente para os projetistas, técnicos e engenheiros envolvidos com o projeto e montagem do VLS-1 V03, para os alunos e professores do curso de Engenharia Aeroespacial e Extensão Universitária em Engenharia de Armamento Aéreo do ITA, bem como para os engenheiros e técnicos da Divisão de Sistemas de Defesa do IAE e os trabalhadores que manuseiam e transportam dispositivos eletro-pirotécnicos.
Bibliografia
WILSON, M. J. Projected Response of Typical Detonators to Electrostatic Discharge (ESD) Environments. LLNL, 2002, páginas 17 a 23. Página da Internet. Disponível em  < URL: https://e-reports-ext.llnl.gov/pdf/241697.pdf  >. Acessado em 2013.
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14 – Figura 79 adaptada por meio de (CAMPELLO, 2004) com fios torcidos e blindados.

Segue abaixo a figura 79 simplificada (COMAER, 2004), adaptada do circuito fornecido pelo IAE à tese de mestrado de (CAMPELLO, 2004), com o objetivo de não acumular eletricidade estática nas linhas de disparo dos detonadores (LEITE, 2013), com pares de fios torcidos e blindados entre a caixa de relés e os detonadores:

Figura 79 Completa, adaptada de CAMPELLO com fios torcidos blindados.

Fonte: Figura adaptada das figuras 79 de (COMAER, 2004) e 4 de (CAMPELLO, 2004), com os pares de fios dos detonadores torcidos, blindados, curto-circuitados e aterrados na estrutura do Veículo através de um resistor de 100 kΩ.

Na figura 4 apresentada em (CAMPELLO, 2004), o resistor de 10 kΩ existente no fio do polo negativo da bateria não existe no fio do polo positivo.

Na figura adaptada mostrada acima, foi adicionado um resistor de 10 kΩ também no fio do polo positivo da fonte de disparo em conformidade com a orientação existente no handbook MIL-HDBK-1512, antiga norma MIL-STD-1512 (DOD, 1997) transcrita abaixo, na qual está escrito que após a remoção do curto-circuito dos fios dos detonadores não devem ser removidos os resistores do circuito de segurança e atuação quando este estiver na condição armado:

5.10.4 Electrostatic protection and isolation. In the safe condition, no electrical continuity shall exist between the firing source either on its plus or common return lines and the firing output connector (A/D) or electrical initiators (S&A). In addition, in the safe condition, the output firing lines to the electroexplosive device(s) shall be shorted and the shorted through a 10,000- to 500,000- ohm resistor. In the armed condition, the electroexplosive  device(s) firing circuit shall be completed and the shorted removed; the resistor shall not be removed. (DOD, 1997)

A caixa de relés deve possuir blindagem eletromagnética e os conectores devem fornecer blindagem de 360º ao redor dos pares de fios torcidos blindados. Para simplificar a figura, os pares de fios que descem da caixa de relés pela torre de umbilicais, por meio de um conduíte metálico até a Sala de Interface, são considerados como sendo fios torcidos blindados. A linha de disparo entre a Sala de interface e a casamata possuía fios torcidos e blindados , conforme mostrado na figura abaixo (COMAER, 2004):

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

Fonte: Figura 88 apresentada em (COMAER, 2004)

Desta forma, o risco de indução de corrente elétrica nos pares de fios dos detonadores pela ação de campos eletromagnéticos é minimizado, exceto por indução causada por descargas atmosféricas. Também é minimizado o risco de incidência de eletricidade estática diretamente nos pares de fios torcidos, pois os mesmos estão protegidos pelas suas respectivas blindagens aterradas em todos os conectores.

Segue abaixo a figura 86 modificada a partir do Relatório da Investigação do Acidente (COMAER, 2004), que mostra o conjunto dos 8 pares de fios blindados e seus respectivos conectores de 16 pinos, exclusivos para a cablagem dos pares de fios blindados dos detonadores com as caixas de relés redundantes nos detonadores, mostrando os resistores de 100 kΩ responsáveis pelo escoamento da eletricidade estática para o aterramento da estrutura do Veículo, bem como os centelhadores e varistores responsáveis pela atenuação dos transientes que por ventura sejam induzidos na “linha de fogo”:

Figura 86 com par de fios blindados e curto circuito dos pinos

Fonte: Figura adaptada da figura 86 mostrada em (COMAER, 2004) com o emprego de fios torcidos e blindados, caixas de relés redundantes nos detonadores contendo resistores dissipadores, centelhadores e varistores.

Uma alternativa melhorada ao circuito acima é a utilização dos dois resistores de 100 kΩ mostrados nas figuras 20.2 em (MANHA, 2009) e 12.4 apresentada em (PATEL, 2005):

Figura 86 - Posicionamento dos conectores dos detonadores dos propulsores A, B, C e D do primeiro estagio adaptado a figura 20.2 de (MANHA, 2009) com fios blindados

Fonte: Figura adaptada das figuras 86 de (COMAER, 2004), 20.2 de (MANHA, 2009) e 12.4 de (PATEL, 2005) com o emprego de fios torcidos e blindados e caixas de relés redundantes nos detonadores contendo resistores dissipadores de eletricidade estática e divisores de correntes induzidas nas antenas em loop dos fios dos detonadores.

O aumento da probabilidade de obtenção desta atenuação pode ser obtida por meio da introdução de centelhadores e varistores, para servirem de dispositivos redundantes de atenuação de tensão e corrente na ponte resistiva em conjunto com os resistores de 100 kΩ apresentados nas figuras 12.4 de (PATEL, 2005) e 20.2 de (MANHA, 2009) quando o circuito estiver na condição de SEGURANÇA e ARMADO:

Figura 86 - Posicionamento dos conectores dos detonadores dos propulsores A, B, C e D do primeiro estagio adaptado a (MANHA, 2009) com centelhador e varistor

Fonte: Figura adaptada das figuras 86 de (COMAER, 2004), 12.4 de (PATEL, 2005) e 20.2 de (MANHA, 2009) com a adição de centelhadores e varistores.

Bibliografia

1 – CAMPELLO, Alexandre S. Modelagem e análise comparativa da confiabilidade em sistemas de segurança e atuação com aplicação em foguetes. 2004. 108f. Tese de mestrado – Instituto Tecnológico de Aeronáutica, São José dos Campos. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.bd.bibl.ita.br/tesesdigitais/000531953.pdf > p. 24. Acessado em 2013.

2 – COMAERRelatório da Investigação do Acidente ocorrido com o VLS-1 V03, em 22 de agosto de 2003, em Alcântara, Maranhão. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.defesanet.com.br/docs/VLS-1_V03_RelatorioFinal.pdf >, p. 50, 53 e 55. 2004. Acessado em 2013.

3 – LEITE, H. E. Falhas técnicas no projeto do circuito de Segurança e Atuação dos propulsores do primeiro estágio do VLS-1 V03. 2013. Página da Internet. Disponível em < URL: https://dallapiazza.wordpress.com/2013/07/31/falhas-no-projeto-dos-circuitos-das-figuras-79-86-e-88/ >, item 3.6. Acessado em 2013.

4 – MANHA, W. D. Propellant Systems Safety. Chapter 20 in Safety Design for Space Systems. 2009. p. 672.

5 – PATEL, M. R. Spacecraft power systems. 2005. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.e-reading-lib.org/bookreader.php/135136/Patel_-_Spacecraft_Power_Systems.pdf > p. 325. Acessado em 2014.

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10 – Análise do resultado da correção da figura 79.

10.1 – Introdução
Os pares de fios dos detonadores da figura 79 apresentada em (COMAER, 2004) devem ser protegidos da:
10.1.1 – Acumulação da eletricidade estática;
10.1.2 – Descarga eletrostática;
10.1.3 – Indução de corrente na antena em dipolo formada pelos pinos ou fios dos detonadores não curto-circuitados e
10.1.3 – Indução de corrente na antena em “loop” formada pelos pares de fios curto-circuitados dos detonadores.
Uma das conclusões obtidas foi o projeto correto da figura 79, do relatório de investigação do acidente (COMAER, 2004), para que não tivesse ocorrido o acidente por descarga eletrostática através do explosivo primário existente entre os pinos e a carcaça dos detonadores, causada pela acumulação de eletricidade estática nos oito pares de fios curto-circuitados e eletricamente flutuantes, dos oito detonadores dos quatro propulsores do primeiro estágio do VLS-1 V03.

10.2 – Análise

Seguem abaixo a figura 79 original do relatório da investigação do acidente:

Figura 79 do relatório de investigação

e a figura 79, adaptada com as informações obtidas na tese de mestrado de (CAMPELLO, 2004), com a conexão de todos os resistores de 100 kΩ ao aterramento do Veículo (LEITE, 2013), destinados à dissipação da eletricidade estática dos dezesseis fios verticais da “linha de fogo” e dos pares de fios curto-circuitados dos detonadores:

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

Os 16 resistores de 100 kΩ poderiam ter sido substituídos por 2 resistores de 50 kΩ e o circuito passaria a ter a configuração apresentada no diagrama simplificado da figura 79 abaixo:

Figura 79 sem os resistores originais de 100K e com dois resistores de 50K na sala de interface

Esta seria uma solução simples e segura para evitar a acumulação da eletricidade estática no sistema elétrico de ignição dos propulsores do primeiro estágio da figura 79 e proteger os trabalhadores, pois a ligação dos resistores ao aterramento do Veículo seria facilmente visível e fácil de ser conferida, desde que existissem dois resistores de 50 kΩ com potência individual suficiente para dissipar 8 vezes a potência dissipada em cada um dos 16 resistores de 100 kΩ situados na caixa de relés e ligados aos seus respectivos fios verticais.

Se os dois resistores de 50 kΩ tivessem sido introduzidos no projeto como uma redundância em relação aos 16 resistores de 100 kΩ da caixa de relés, eles estariam disponíveis para utilização na sala de interface e o circuito dissiparia a eletricidade estática em duas condições:

10.2.1 – A primeira seria na situação real, mostrada na figura 79 abaixo, na qual os resistores de 50 kΩ estão funcionando como proteções redundantes devido ao fato de não existirem os quatro resistores de 100 kΩ dos pares de fios curto-circuitados dos detonadores e o aterramento dos mesmos em conjunto com os dezesseis resistores de 100 kΩ na carcaça do Veículo:

Figura 79 com a proteção redundante de dois resistores de 50K na Sala de Interface

O resistor equivalente da associação em série dos resistores de 50 kΩ e 12,5 kΩ é 62,5 kΩ, estando portanto dentro da faixa exigida pelas normas de 10 a 100 kΩ.

10.2.2 – A segunda é a condição do projeto correto do circuito de segurança e atuação, na qual existem os quatro resistores de 100 kΩ dos pares de fios curto-circuitados dos detonadores e o aterramento dos mesmos em conjunto com os dezesseis resistores de 100 kΩ na carcaça do Veículo:

Figura 79 com o projeto simplificado mas correto do circuito de segurança e atuação dos detonadores

O resistor equivalente da associação em paralelo dos resistores de 50 kΩ e 12,5 kΩ é 10 kΩ, estando portanto dentro da faixa exigida pelas normas de 10 a 100 kΩ.

Nas duas condições acima teria sido evitada a acumulação de eletricidade estática, tanto nos fios verticais da Torre de Umbilicais como nos fios curto-circuitados dos quatro detonadores AA, AB, DD e DC que foram conectados antecipadamente à “linha de fogo”, eliminando o risco de ocorrer o acidente em decorrência de descarga eletrostática entre os pinos e a carcaça dos detonadores.

10.2.3 – Para introduzirmos mais redundâncias no circuito de segurança e atuação correto acima citado, poderíamos implementar a proteção dos detonadores dentro das suas respectivas cavidades ou o mais próximo possível das mesmas, conforme mostra a figura abaixo:

Circuito de segurança e atuação com múltiplas proteções para os detonadores instalados

10.3 – No Relatório da Investigação do Acidente não existe uma justificativa para a ausência do(s):

1 – Oito resistores de 100 kΩ entre os pares de fios curto-circuitados dos detonadores e o aterramento do Veículo para dissipação da eletricidade estática;

2 – Um resistor de 100 kΩ entre cada fio dos detonadores e o aterramento do Veículo

3 – Aterramento dos 16 resistores de 100 kΩ,

que parecem ser, ao mesmo tempo, um erro de projeto ou implantação do circuito e descumprimento das normas que exigem a existência dos oito resistores de 100 kΩ aterrados no aterramento do Veículo juntamente com os 16 resistores de 100 kΩ.

Mas a justificativa para a não colocação de dois resistores redundantes é com certeza o não cumprimento das normas que exigem a aplicação do princípio da redundância com dupla ou tripla falha, em função do resultado da falha ser catastrófico ou não.

10.4 – Analisemos a questão sob o ponto de vista das redundâncias existentes no sistema para prevenir e para gerar a iniciação do motor foguete do propulsor A.

10.4.1 – Redundâncias para prevenir a iniciação.

A única medida de segurança que existia para evitar o acionamento dos fios resistivos dos detonadores por corrente elétrica, era o curto-circuito entre o par de fios dos mesmos. Porém, este curto-circuito não foi aterrado por meio de um resistor de 10 a 100 kΩ no aterramento da estrutura do Veículo.

Não haviam redundâncias na segurança do propelente dos motores foguete dos propulsores A, B, C e D para prevenir a iniciação, pois não existiam nenhum dos elementos necessários disponíveis para a formação dessas redundâncias, por não terem sido previstos nos projetos ou implantados corretamente.

Seguem abaixo alguns componentes, circuitos, dispositivos, técnicas de segurança que, corretamente especificados ou projetados, poderiam ter formado essas redundâncias para prevenir o acidente:

10.4.1.1 – Instalação de pelo menos um Dispositivo Mecânico de Segurança entre o alojador dos detonadores e os ignitores dos propulsores A, B, C e D;

10.4.1.2 – Utilização de detonadores que possuíssem centelhador interno às suas carcaças;

10.4.1.3 – Instalação de um resistor de 10 a 100 kΩ entre cada um dos pares de fios curto-circuitados dos detonadores e o aterramento da estrutura do Veículo;

10.4.1.4 – Aterramento dos dezesseis resistores de 100 kΩ na estrutura do Veículo;

10.4.1.5 – Adição de um resistor de 50 kΩ entre cada uma das duas extremidades dos fios da “linha de fogo”, situadas na Sala de Interface, e o aterramento da estrutura do Veículo;

10.4.1.6 – Instalação de um relé bi-estável o mais próximo possível de cada detonador para isolá-los da “linha de fogo”, juntamente com resistores de 10 a 100 kΩ a fim de dissipar a eletricidade estática dos fios da “linha de fogo” e dos detonadores para o aterramento do Veículo;

10.4.1.7 – Utilização de fios torcidos e blindados entre os pinos dos detonadores e a Sala de Interface;

10.4.1.8 – Utilização de fios torcidos sem blindagem entre a Sala de Interface e a casamata, se os aterramentos da casamata e do Veículo não fossem equipotenciais (JOFFE e LOCK, 2010);

10.4.1.9 – Instalação de um resistor de 10 a 100 kΩ entre a extremidade curto-circuitada da “linha de fogo” da casamata e o aterramento da mesma;

10.4.1.10 – Instalação de Dispositivos de Proteção contra Surtos entre cada extremidade dos pinos ou fios dos detonadores e o aterramento do Veículo;

10.4.1.11 – Instalação de Dispositivos de Proteção contra surtos entre cada extremidade dos dezesseis fios verticais existentes dentro da Caixa de Relés e o aterramento do Veículo;

10.4.1.12 – Instalação de Dispositivos de Proteção contra Surtos entre cada extremidade dos dois fios da “linha de fogo” da casamata e o aterramento da mesma;

10.4.1.13 – Instalação de uma lâmpada de Neon NE-83 entre cada um dos oito pares de fios curto-circuitados dos detonadores e o aterramento do Veículo, por meio de um resistor de 10 Ω e 1/4 W, com o objetivo de monitorar a presença de eletricidade estática com voltagem acima de 65 V e dissipar a mesma caso ela existisse;

10.4.1.14 – Instalação de um tubo na saída do jato de ar seco e ionizado expulso da capa de plástico da coifa principal, com o objetivo de retirá-lo da atmosfera do meio ambiente de trabalho na Torre Móvel de Integração e lançá-lo na atmosfera do meio ambiente externo. A rigor não deveria ter sido instalada esta fonte de eletricidade estática ao redor da coifa principal;

10.4.1.15 – O detalhamento dos itens acima encontram-se nos capítulos 2, 3 e 20 deste relatório.

10.4.2 – Redundâncias para gerar a iniciação.

10.4.2.1 – Em decorrência do que está relatado no Relatório da Investigação do Acidente abaixo transcrito:

No mesmo sentido da subestimação do risco, conta ainda a remoção dos dispositivos  mecânicos de segurança (DMS) do VLS-1.

Após o acidente com o VLS-1 V01, constatou-se que o não acendimento de um dos propulsores do primeiro estágio deveu-se ao funcionamento deficiente de um desses dispositivos.

Em conseqüência, a solução adotada foi a utilização de um novo detonador eletropirotécnico junto ao iniciador por onda de choque, compondo um sistema similar ao usado nos foguetes da série Sonda, sistema esse testado tanto no veículo de sondagem VS-40 V02 quanto no VLS-1 V02.” (COMAER, 2004) p. 70.

existiu redundância na utilização de dois detonadores para iniciar o propelente de cada propulsor, num total de dois pares de detonadores redundantes para iniciar o evento catastrófico após a instalação dos detonadores dos propulsores A e D e

10.4.2.2 – Existia redundância com relação às fontes de eletricidade estática, pois havia a presença do(a):

10.4.2.1.1 – Gradiente do Campo Elétrico Vertical existente no Meio Ambiente de Trabalho do interior da Torre Móvel de Integração, carregando os fios dos detonadores sem blindagem por indução a 13,7 m de altura com uma voltagem maior que 3 kV;

10.4.2.1.2 – Capa de plástico insuflada constantemente com ar seco e frio ao redor da coifa principal, gerando eletricidade estática por fricção do ar no plástico, na coifa e no próprio ar;

10.4.2.1.3 – Tubulação de insuflamento de ar na capa de plástico da coifa principal, gerando eletricidade estática por fricção do ar na parede interna da tubulação e no próprio ar;

10.4.2.1.4 – Ar frio e seco expulso da capa de plástico pela pressão do insuflamento em forma de jato ao redor da estrutura circular, carregado de cargas elétricas adquiridas por fricção com a:

– fonte de geração da pressão;

– parede interna da tubulação;

– a superfície interna da capa de plástico e

– superfície externa da coifa principal.

Por consequência este insuflamento de ar seco e frio contribuiu para que a atmosfera do meio ambiente de trabalho da Torre Móvel de Integração tivesse uma:

10.4.2.1.4.1 – Umidade relativa do ar menor que aquela do meio ambiente externo à mesma e

10.4.2.1.4.2 – Concentração excessiva de cargas elétricas no ar existente dentro da mesma.

10.4.2.1.5 – Vento e poeira gerando eletricidade estática por fricção na parte externa da capa de plástico da coifa principal e da tubulação de insuflamento da mesma, na superfície da estrutura do Veículo e nas capas isolantes dos fios dos detonadores, bem como

10.4.2.1.6 – Fonte de corrente alternada do medidor da resistência do aterramento ou pulsada do medidor de impedância do aterramento, gerando corrente elétrica no aterramento do Veículo por meio de contato direto com o mesmo, e corrente alternada ou pulsada por indução nas carcaças dos detonadores, no explosivo primário e seus respectivos pinos.

10.5 – Em face da inexistência do Dispositivo Mecânico de Segurança e dos elementos que formariam o sistema de redundância para prevenir a iniciação, a partir do instante da conexão antecipada dos detonadores AA, AB, DD e DC à “linha de fogo” houve a mudança da condição de SEGURANÇA do circuito de segurança e atuação de solo para a condição de ARMADO, devido ao processo de acumulação de eletricidade estática nos fios curto-circuitados dos detonadores provocada principalmente pelo aumento do gradiente do Campo Elétrico Vertical existente no Meio Ambiente de Trabalho do interior da Torre Móvel de Integração gerado pela fonte de eletricidade estática existente ao redor da Coifa Principal, vento, poeira e cargas elétricas existentes no ar.

10.6 – Portanto, a ausência de prevenção se somou a dois pares de detonadores redundantes e à eletricidade gerada pelas fontes acima citadas, gerando como resultado uma iniciação catastrófica.

10.7 – A união do conjunto vazio dos dispositivos preventivos redundantes, com o conjunto dos dois pares de detonadores redundantes e o conjunto das fontes de eletricidade resultou no evento catastrófico.

10.8 – Podemos concluir desta dedução lógica, que o princípio da redundância foi aplicado para aumentar a confiabilidade de gerar a iniciação, mas não foi aplicado para aumentar a confiabilidade da prevenção da iniciação.

10.9 – Chegamos à conclusão absurda e inadmissível que houve o favorecimento da iniciação em detrimento da prevenção da iniciação, ou seja, o princípio da redundância foi utilizado para gerar um evento catastrófico e não foi utilizado para evitá-lo. Esta conclusão é um fato, independente da razão da mesma.

10.10 – A principal razão deste fato foi a falta de elaboração de uma análise de riscos que possibilitasse a visão desta condição de insegurança total. Para a elaboração desta análise de riscos seria necessária uma análise do projeto do circuito de segurança e atuação e uma análise minuciosa dos procedimentos e tarefas compatíveis e incompatíveis sob o ponto de vista cronológico e de influência entre as mesmas. Somente após a conclusão destas análises é que deveria ter sido feito um planejamento das atividades e tarefas de montagem do VLS-1 V03.

10.11 – Sob o ponto de vista pragmático, a razão deste fato ter ocorrido foi a não submissão do CTA ao Setor de Segurança de Lançamento do CLA.

10.12 – A figura 79 acima corrigida de acordo com (CAMPELLO, 2004) e (LEITE, 2013) e com a redundância dos resistores de 50 kΩ, bastaria para evitar o acidente?

A figura 79 corrigida e correta seria necessária, mas não seria suficiente para evitar o acidente, pelo fato dela evitar apenas a acumulação de eletricidade estática no circuito de segurança e atuação. Portanto, ela eliminaria somente a possibilidade do acidente ocorrer em decorrência de uma descarga eletrostática através do explosivo de iniciação do detonador (“primer”), gerada pela acumulação de eletricidade estática nos circuitos de segurança e atuação de cada um dos detonadores (“linhas de fogo”).

10.13 – Observem que, pelo fato dos fios dos detonadores serem torcidos e sem blindagem:

10.13.1 – Os fios dos detonadores continuariam formando antenas em “loop”, susceptíveis à indução de voltagem gerada pela ação de campos eletromagnéticos com a possibilidade de geração de corrente elétrica na ponte resistiva dos iniciadores, inclusive aquelas induzidas por descargas eletrostáticas geradas em alguma parte do Veículo e descargas atmosféricas, cujo circuito abaixo evitaria tais induções:

Figura 79 - Sistema eletrico de ignicao dos propulsores do primeiro estagio adaptada com o aterramento que faltou, com dois resistores de 50K na sala de interface e dois resistores de 100K na antena em loop dos fios dos detonadores

Fonte: Figura 79 adaptada de (COMAER, 2004), utilizando o conceito de atenuação da voltagem induzida na antena em “loop” dos fios dos detonadores com a adição de um resistor de 100K em cada fio dos detonadores e conectados ao aterramento do Veículo para também dissiparem eletricidade estática, conforme apresentado em (MANHA, 2009);

10.13.2 – A cablagem umbilical dos pares de fios torcidos sem blindagem entre a torre de umbilicais e a carcaça do Veículo, continuariam formando uma antena em dipolo com uma descontinuidade na região entre os pinos e a carcaça dos detonadores, na qual continuaria havendo a possibilidade de ocorrência de um arco voltaico, decorrente da indução de corrente elétrica gerada por campos eletromagnéticos, conforme mostrado na figura abaixo;

Figura das duas antenas em loop, formadas pelo par de fios do detonador e pela torre de umbilicais, a cablagem dos detonadores e a carcaça do VLS-1 V03

10.13.3 – Os fios dos detonadores continuaram susceptíveis às descargas eletrostáticas diretas sobre si mesmos e às induções de transientes gerados por descarga eletrostáticas ocorridas nas proximidades dos mesmos;

10.13.4 – Os campos eletromagnéticos gerados pelo ramal telefônico existente no local, ao tocar a campainha prolongadamente até ser atendido, após ser atendido e deixado fora do gancho, pela utilização de telefones celulares e pela utilização de dispositivos que gerassem arcos voltaicos poderiam induzir corrente elétrica na linha de disparo.

10.13.5 –  Os testes de subsistemas emissores de energia eletromagnética poderiam induzir correntes elétricas suficientes para gerar a iniciação do explosivo do “primer”.

bem como:

10.13.6 – Os Dispositivos Mecânicos de Segurança (DMS) continuariam ausentes;

10.13.7 – As medições da resistência do aterramento do Veículo continuariam sendo realizadas de hora em hora, gerando choques elétricos nos trabalhadores quando encostavam na carcaça do Veículo e nas estruturas metálicas da plataforma durante as medições, bem como continuariam gerando interferência nas imagens gravadas em vídeo das câmeras 1, 2, 3 e 4 durante a realização das medições da resistência do aterramento. Essas interferências poderiam estar ocorrendo tanto pelos cabos das câmeras sem blindagem encostados na estrutura metálica da Torre Móvel de Integração, como pela(s) fonte(s) das câmeras caso o neutro estivesse conectado ao aterramento;

10.13.8 – A capa de plástico colocada ao redor da coifa principal, insuflada constantemente com ar frio e seco, continuaria sendo uma fonte de eletricidade estática, gerando descargas eletrostáticas diretamente na carcaça do Veículo e choques pulsados nos trabalhadores quando encostavam na carcaça do Veículo e nas estruturas metálicas da plataforma no instante das descargas;

10.14 – Continuariam existindo todas as outras não conformidades com relação à(ao):

10.14.1 – Falta de um programa de prevenção da acumulação da eletricidade estática e descargas eletrostáticas;

10.14.1.1 – Segue abaixo em vídeo um treinamento sobre “Descarga Eletrostática”, ministrado por Dan Anderson, cuja apostila encontra-se disponível em “1 How to keep ESD out of electronics“.

Dan Anderson training video

No instante 00:28:25 ele inicia a estória de um acidente com um foguete da NASA provocado por descarga eletrostática. No instante 00:30:00 ele explica a causa da iniciação do “squib” do foguete e em 00:31:30 a medida preventiva que deveria ter sido executada para evitar a ocorrência do mesmo.

Na apostila esta estória encontra-se descrita e disponível em “1.13 Dan Anderson Stories“.

Seria interessante que este vídeo fizesse parte de um programa de prevenção de descarga eletrostática dentro do IAE, principalmente para os projetistas, técnicos e engenheiros envolvidos com o projeto e montagem do VLS-1 V04, para os alunos e professores dos cursos de Engenharia Aeroespacial e Extensão Universitária em Engenharia de Armamento Aéreo do ITA, bem como para os engenheiros e técnicos da Divisão de Sistemas de Defesa e os trabalhadores que manuseiam e transportam dispositivos eletro-pirotécnicos.

10.14.2 – Projeto;

10.14.3 – Preparação e montagem;

10.14.4 – Segurança Operacional de funcionamento do CLA: (MARQUES, 1997), (MOTTA, 2004) e o Manual de Segurança do Centro de Lançamento de Alcântara disponível no CLA em 2003 (CLA, 1991).

Métodos e procedimentos de segurança em Centros de Lançamento de foguetes

10.14.5 – Proteção dos detonadores;

10.14.6 -Etc.

Bibliografia

1 – CAMPELLO, Alexandre S. Modelagem e análise comparativa da confiabilidade em sistemas de segurança e atuação com com aplicação em foguetes. 2004. 108f. Tese de mestrado – Instituto Tecnológico de Aeronáutica, São José dos Campos. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.bd.bibl.ita.br/tesesdigitais/000531953.pdf > p. 24. Acessado em 2013.

2 – COMAERRelatório da Investigação do Acidente ocorrido com o VLS-1 V03, em 22 de agosto de 2003, em Alcântara, Maranhão. 2004. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.defesanet.com.br/docs/VLS-1_V03_RelatorioFinal.pdf >, página 50 e 70. Acessado em 2013.

3 – JOFFE, E. B. e LOCK, K. S. Grounds for Grounding: A Circuit to System Handbook. Institute of Electrical and Electronics Engineers (IEEE). 2010. Página da Internet. Disponível em < URL: http://metro-natshar-31-71.brain.net.pk/articles/0471660086.pdf >, p. 153 e 971. Acessado em 2013.

4 – LEITE, H. E. Falhas técnicas no projeto do circuito de Segurança e Atuação dos propulsores do primeiro estágio do VLS-1 V03. 2013. Página da Internet. Disponível em < URL: https://dallapiazza.wordpress.com/2013/07/31/3-falhas-no-projeto-dos-circuitos-das-figuras-79-86-e-88/ >, item 3.6. Acessado em 2013.

5 – MANHA, W. D. Propellant Systems Safety. Chapter 20 in Safety Design for Space Systems. 2009. p. 664, 666 e 672.

6 – MARQUES, R. V. G. V. Métodos e procedimentos de segurança em Centro de Lançamento de Foguetes. 1997. Monografia apresentada ao Curso de Engenharia Elétrica da UFMA, para a obtenção do grau de Engenheiro Eletricista. São Luís, Maranhão.

7 – MOTTA, A. G. Segurança no manuseio de foguete. INPE. 2004. Página da Internet. Disponível em < URL: http://mtc-m16.sid.inpe.br/col/sid.inpe.br/marciana/2004/10.21.10.05/doc/Seguranca.pdf >. Acessado em 2013.

8 – CLAManual de Segurança do Centro de Lançamento de Alcântara. 1991.

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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.

17.1Fontes bibliográficas nas quais estes resistores são citados ou utilizados num circuito:

17.1.110 Ω

  • (PIERSON, 1969)

17.1.2 – 200 Ω

  • (JOFFE e LOCK, 2010)
  • (LEOPOLD e ROSENTHAL, 1975)

17.1.3 – 1 kΩ

  • (JOFFE e LOCK, 2010)
  • (LEOPOLD e ROSENTHAL, 1975)

17.1.4 – 10 kΩ

  • (CAMPELLO, 2004)
  • (JOFFE e LOCK, 2010)
  • (USAF, 1984)
  • (USAF, Sep 1997)
  • (USAF, Oct 1997)

17.1.5 – 20 kΩ

  • (ELLIS, 1998)
  • (JOFFE e LOCK, 2010)
  • (LEITE, 2013)

17.1.6 – 50 kΩ

  • (CATANI, 2001)
  • (JOFFE e LOCK, 2010)
  • (LEITE, 2013)

17.1.7 – 100 kΩ

  • (CAMPELLO, 2004)
  • (JOFFE e LOCK, 2010)
  • (MANHA, 2009)
  • (PATEL, 2005)
  • (USAF, 1984)
  • (USAF, Oct 1997)

17.1.8200 kΩ

  • Como opção para serem utilizados em paralelo a fim de gerar os resistores equivalentes de 100 kΩ em cada fio dos detonadores que compõem a antena em “loop” mostrada em (MANHA, 2009).

17.2 – De acordo com (JOFFE e LOCK, 2010), os resistores conectados aos fios dos detonadores e aterrados no Veículo são essenciais para desviar os picos de corrente gerados por descargas eletrostáticas e de acordo com (MANHA, 2009) para limitar a corrente na antena em “loop” formada por estes fios. Portanto, a especificação dos resistores de 100 kΩ deve levar em conta estes objetivos.

17.3 – Iniciou-se a pesquisa dos resistores pela tabela “3.1 Survey of resistor types” existente no livro de (WILLIAMS, 2005), na qual obtivemos o nome das empresas Vishay e Welwyn na linha “Bulk metal (precision)”:

Table 3.1 Survey of resistor types p. 71

17.4 – Na página da Internet da empresa Vishay (VISHAY, 2010), encontra-se uma análise dos resistores utilizados para desviarem descargas eletrostáticas para o aterramento e separamos os seguintes resistores destinados a esta finalidade para posterior escolha:

17.4.1 – FRST 2512 (VISHAY, Aug-2012)

17.4.1.1 – “GLOBAL ORDER PART NUMBER”:

  • 10 Ω:     Y401810RT9W
  • 200 Ω:   Y4018200RT9W
  • 1 kΩ:      Y40181KT9W
  • 10 kΩ:   Y401810KT9W
  • 20 kΩ:   Y401820KT9W
  • 50 kΩ:   Y401850KT9W
  • 100 kΩ: Y4018100KT9W
  • 200 kΩ: Y4018200KT9W

17.4.1.2 – “HISTORICAL PART NUMBER”

  • 10 Ω:     FRST 2512 10R TRC2.5 T S W
  • 200 Ω:  FRST 2512 200R TRC2.5 T S W
  • 1 kΩ:     FRST 2512 1K TRC2.5 T S W
  • 10 kΩ:   FRST 2512 10K TRC2.5 T S W
  • 20 kΩ:   FRST 2512 20K TRC2.5 T S W
  • 50 :   FRST 2512 50K TRC2.5 T S W
  • 100 kΩ: FRST 2512 100K TRC2.5 T S W
  • 200 kΩ: FRST 2512 200K TRC2.5 T S W

Resistor FRST 2512

17.4.2 – VSMP 2512 para “Military and Space Applications” (VISHAY, Oct-2012)

17.4.2.1  “GLOBAL ORDER PART NUMBER”

  • 10 Ω:     Y162810RT9W
  • 200 Ω:  Y1628200RT9W
  • 1 kΩ:     Y16281KT9W
  • 10 kΩ:   Y162810KT9W
  • 20 kΩ:   Y162820KT9W
  • 50 kΩ:   Y162850KT9W
  • 100 kΩ: Y1628100KT9W
  • 200 kΩ: Y1628200KT9W

17.4.2.2  “HISTORICAL PART NUMBER”

  • 10 Ω:     VSMP 2512 10R TRC0.2 T S W
  • 200 Ω:  VSMP 2512 200R TRC0.2 T S W
  • 1 kΩ:     VSMP 2512 1K TRC0.2 T S W
  • 10 kΩ:   VSMP 2512 10K TRC0.2 T S W
  • 20 kΩ:   VSMP 2512 20K TRC0.2 T S W
  • 50 kΩ:   VSMP 2512 50K TRC0.2 T S W
  • 100 kΩ: VSMP 2512 100K TRC0.2 T S W
  • 200 kΩ: VSMP 2512 200K TRC0.2 T S W

Resistor VSMP 2512

17.4.3 – FRSM 2512 (VISHAY, Nov-2012)

17.4.3.1  “GLOBAL ORDER PART NUMBER”

  • 10 Ω:     Y402710RT9W
  • 200 Ω:  Y4027200RT9W
  • 1 kΩ:     Y40271KT9W
  • 10 kΩ:   Y402710KT9W
  • 20 kΩ:   Y402720KT9W
  • 50 kΩ:   Y402750KT9W
  • 100 kΩ: Y4027100KT9W
  • 200 kΩ: Y4027200KT9W

17.4.3.2  “HISTORICAL PART NUMBER”

  • 10 Ω:     FRSM 2512 10R TRC0.2 T S W
  • 200 Ω:  FRSM 2512 200R TRC0.2 T S W
  • 1 :     FRSM 2512 1K TRC0.2 T S W
  • 10 kΩ:   FRSM 2512 10K TRC0.2 T S W
  • 20 kΩ:   FRSM 2512 20K TRC0.2 T S W
  • 50 kΩ:   FRSM 2512 50K TRC0.2 T S W
  • 100 kΩ: FRSM 2512 100K TRC0.2 T S W
  • 200 kΩ : FRSM 2512 200K TRC0.2 T S W

Resistor FRSM 2512

17.5 – Da mesma forma, na página da Internet da empresa Welwyn (WELWYN, 2012) escolhemos os seguintes resistores compatíveis com a função de desviar descargas eletrostáticas para o aterramento:

“PART NUMBER”

  • 10 Ω:     PWP20-10RFB008
  • 200 Ω:  PWP20-200RFB008
  • 1 k Ω:    PWP20-1KFB008
  • 10 kΩ:   PWP20-10KFB008
  • 20 kΩ:   PWP20-20KFB008
  • 50 kΩ:   PWP20-50KFB008
  • 100 kΩ: PWP20-100KFB008
  • 200 kΩ: PWP20-200KFB008

WELWYN RESISTOR PWP20 - Electrical Data

WELWYN RESISTOR PWP20 - Pulse & Surge Performance

Os resistores acima especificados não são apropriados para descargas eletrostáticas atmosféricas e descargas oriundas de fontes eletrostáticas contínuas, como por exemplo, a capa de plástico insuflada continuamente com ar seco e frio, que foi instalada na coifa principal do VLS-1 V03 pois materiais que geram estática e fontes de eletricidade estática devem ser retirados da plataforma de lançamento (BILLON, 1994).

Bibliografia

1 – BILLON, H. The protection of electro-explosive devices (EEDs) and electronics from electrostatic discharge (ESD) hazards. DSTO Aeronautical and Maritime Research Laboratory. 1994. p. 17. Página da Internet. Disponível em URL: < http://www.dtic.mil/get-tr-doc/pdf?AD=ADA299464 >. Acessado em 2015.

2 – CAMPELLO, Alexandre S. Modelagem e análise comparativa da confiabilidade em sistemas de segurança e atuação com aplicação em foguetes. 2004. 108f. Tese de mestrado – Instituto Tecnológico de Aeronáutica, São José dos Campos. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.bd.bibl.ita.br/tesesdigitais/000531953.pdf > p. AGRADECIMENTOS, RESUMO, p. 24. Acessado em 2013.

3 – CATANI, J.-P. Electrostatic Discharges and Spacecraft Anomalies. Spacecraft Charging Technology, Proceedings of the Seventh International Conference held 23-27 April, 2001 at ESTEC, Noordwijk, the Netherlands. Edited by R.A. Harris, European Space Agency, ESA SP-476, 2001., p.33. Página da Internet. Disponível em < URL: http://articles.adsabs.harvard.edu/cgi-bin/nph-iarticle_query?2001ESASP.476…33C&amp;data_type=PDF_HIGH&amp;whole_paper=YES&amp;type=PRINTER&amp;filetype=.pdf >, p. 6. Acessado em 2013.

4 – ELLIS, N. Electrical Interference Handbook. 2005. Página da Internet. Disponível em URL: < http://books.google.com.br/books?id=sprANjepOh0C&pg=PA224&dq=%22Electro+explosive+devices+EEDs%22&hl=pt-PT&sa=X&ei=sLi-UYuSOcqWhQeb-4G4Cg&ved=0CDkQ6AEwAQ#v=onepage&q=%22Electro%20explosive%20devices%20EEDs%22&f=false >. p. 224. Acessado em 2013.

5 – JOFFE, E. B. e LOCK, K. S. Grounds for Grounding: A Circuit to System Handbook. Institute of Electrical and Electronics Engineers (IEEE). 2010. Página da Internet. Disponível em < URL: http://metro-natshar-31-71.brain.net.pk/articles/0471660086.pdf >, p. 139. Acessado em 2013.

6 – LEITE, H. E. Dispositivos e técnicas de segurança para o circuito de segurança e atuação do VLS-1. 2013. Página da Internet. Disponível em < URL: https://dallapiazza.wordpress.com/7-dispositivos-e-tecnicas-de-seguranca-para-o-circuito-de-seguranca-e-atuacao-do-vls-1/ >. Acessado em 2013.

7 – LEITE, H. E. Análise do resultado da correção da figura 79. Página da Internet. Disponível em < URL: https://dallapiazza.wordpress.com/2013/08/22/14-analise-do-resultado-da-correcao-da-figura-79/ >, item 10.2. Acessado em 2013.

8 – LEOPOLD, H. S. e ROSENTHAL, L. A. Investigation of techniques to reduce electrostatic discharge susceptibility of hermetically sealed EEDs. NSWC/WOL/TR 75-57, Naval SurfaceWeapons Center Tech. Rep. July 3, 1975. p. A-1, A-2, A-3 e A-4. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.dtic.mil/dtic/tr/fulltext/u2/a013595.pdf >. Acessado em 2013.

9 – MANHA, W. D. Propellant Systems Safety. Chapter 20 in Safety Design for Space Systems. 2009. p. 664, 666 e 672.

10 – PATEL, M. R. Spacecraft power systems. 2005. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.e-reading-lib.org/bookreader.php/135136/Patel_-_Spacecraft_Power_Systems.pdf > p. 325. Acessado em 2013.

11 – PIERSON, E. G.  Experiments in the protection of EED’s from electrostatic discharge. Proceedings of the Sixth Symposium on Electroexplosive Devices. The Franklin Institute Researche Laboratories. 1969. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.dtic.mil/dtic/tr/fulltext/u2/720455.pdf > p. 3-6.1. Acessado em 2013.

12 – USAF. 1984. MIL-STD-1576: ELECTROEXPLOSIVE SUBSYSTEM SAFETY REQUIREMENTS AND TEST METHODS FOR SPACE SYSTEMS. p. 21. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.everyspec.com/MIL-STD/MIL-STD-1500-1599/MIL_STD_1576_158/ >. Acessado em 2013.

13 – USAF. sep 1997. Electroexplosive Subsystems, Electrically Initiated, Design Requirements and Test Methods. MIL-HDBK-1512. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.everyspec.com/MIL-HDBK/MIL-HDBK-1500-1799/MIL_HDBK_1512_1843/ >. p. 11. Acessado em 2013.

14 – USAF. Oct 1997. AIR FORCE SPACE COMMAND MANUAL 91-710, Range Safety User Requirements Manual, V. 4 – Airborne Range Safety System Documentation, Design, and Test Requirements. Página da Internet. Disponível em < URL: http://snebulos.mit.edu/projects/reference/NASA-Generic/EWR/97ewr-c4.pdf >. p. 4-12 e 4-27. Acessado em 2013.

15 – VISHAYResistor Sensitivity to Electrostatic Discharge (ESD). 2010. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.digikey.com/Web%20Export/Supplier%20Content/VishayPrecisionGroup_804/PDF/vishay-tech-resistor-sensitivity-to-esd.pdf?redirected=1 >. Acessado em 2013.

16 – VISHAYFRST Series. Aug-2012. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.vishaypg.com/docs/63235/FRST.pdf >. Acessado em 2013.

17 – VISHAYVSMP Series. Oct-2012. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.vishaypg.com/docs/63060/VSMP.pdf >. Acessado em 2013.

18 – VISHAYFRSM Series of Precision Chip Resistors. Nov-2012. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.vishaypg.com/docs/63209/frsm.pdf >. Acessado em 2013.

19 – WELWYNPulse Withstanding Planar Resistors. 2012. Página da Internet disponível em < URL: http://www.welwyn-tt.com/pdf/datasheet/PWP.PDF >. Acessado em 2013.

20 – WILLIAMS, T. 2005. The Circuit Designer’s Companion. Página da Internet. Disponível em < URL: http://diagramas.diagramasde.com/otros/The%20Circuit%20Designers%20Companion.pdf >. p. 71. Acessado em 2003.

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18 – Comparação entre os Sistemas de Iniciação de Detonadores.

1 – “Electro-Explosive Device” (EED) vs. “Laser-Initiated Deployment”
Segue abaixo a comparação feita entre os dois principais sistemas de iniciação de detonadores mais utilizados na atualidade, com o objetivo de mostrar que o sistema que utiliza laser é mais seguro (PATEL, 2005).
“12.3.1 Electro-Explosive Device”
“This is the traditional method of deployment, which is also known as the pyro-technique ordnance. It uses an electro-explosive device (EED), in which electrical energy is supplied to ignite the squibb of explosive powder.
The resulting force then deploys the component, typically under a springloaded force. The EED is ignited when a certain current deposits a certain amount of energy in a specified time. For safety reasons, it must withstand a certain minimum energy without igniting. A typical EED is rated at 1A–1W no fire, and 4A–4W sure fire.
The EED requires heavy shielding and great care with regard to EMI pickup. Moreover, the EED explosive is thermal and shock sensitive.
Therefore, installation of sensitive EED explosives is sometimes done at the launch pad, which costs much more than at the factory. A pyro harness is routed separately from the power and signal harness to minimize the EMI concerns for safety. EED deployment technology, although used for several decades, have some disadvantages, such as:
  • All spacecraft components must be designed to withstand severe pyro shock excitation.
  • High safety related costs in documenting, reporting alerts, and all other stringent regulations on EEDs must be complied with.
  • Some manufacturers install EED squibs at the launch pad, while most install at the factory. In the latter case, the spacecraft is transported as a class 1 explosive (sensitive to thermal and shock environments), and this adds expense.”
“12.3.2 Laser-Initiated Deployment”
“Figure 12.3 shows the laser-initiated ordnance schematic, where the light emitted by diode D1 is transmitted to the squib by an optical fiber. The photon energy deposited in the squib fires the explosive. After the firing, a sense light is sent by pulsing D2 and sensing the transmission, reflection or refraction of the sense light. This is to confirm that the squib has been fired. This technology has been space qualified and flown. It has the following advantages over EEDs:
  • It is insensitive to EMI, RFI, ESD, EMP, and cross talks. Hence, it eliminates accidental firing and related human safety issues. This reduces the cost not only in flight, but also in the factory, in transportation, and at the launch pad.
  • insensitive to harness and explosive placements”
 Laser initiator
“FIGURE 12.3 Laser-initiated ordnance schematic.”
2 – Comparação de vários sistemas de iniciação de detonadores (BELL et al., 2000).
2.1 –  EBW vs. Laser
EBW vs. Laser Diode System Comparison Table
2.2 –  Table I: Electrical Initiation Device Comparisons (Typical).
Table I Electrical Initiation Device Comparisons (Typical)
2.3 –  Table II: Electrical Initiation Device System Comparisons (Typical).
Table I Electrical Initiation Device Comparisons (Typical)
2.4 – Table III: Device Characteristics (Typical).
Table III Device Characteristics (Typical)
2.5 – Table IV: Approach Selection Factors.
Table IV Approach Selection Factors
2.6 – Safety Comparison – Laser Diode to EBW System.
Safety Comparison - Laser Diode to EBW System
Bibliografia
BELL, I. Fahey, W. D. e Valenti, R. M. The Changing Pattern of Ordnance Initiation. SAFE (Europe) SYMPOSIUM 2000. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.safeeurope.co.uk/media/2789/fahey_00.pdf >. Acessado em 2013.
PATEL, M. R. Spacecraft power systems. 2005. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.e-reading-lib.org/bookreader.php/135136/Patel_-_Spacecraft_Power_Systems.pdf > p. 322 e 323. Acessado em 2013.
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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)

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30 – PATEL M. R. Spacecraft power systems. 2005. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.e-reading-lib.org/bookreader.php/135136/Patel_-_Spacecraft_Power_Systems.pdf > p. 325. Acessado em 2013.

31 – PIERSON, E. G.  Experiments in the protection of EED’s from electrostatic discharge. Proceedings of the Sixth Symposium on Electroexplosive Devices. The Franklin Institute Researche Laboratories. 1969. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.dtic.mil/dtic/tr/fulltext/u2/720455.pdf >, p. 3-6.1. Acessado em 2013.

32 – ROBINSON, R. L. Radiofrequency-interference protection for pyrotechnic systems in manned spacecraft. NASA Manned Spacecraft Center. Proceedings of the fifth symposium on electroexplosive devices. 1967. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.dtic.mil/cgi-bin/GetTRDoc?Location=U2&doc=GetTRDoc.pdf&AD=AD0720454 >,  p. 2-2.1 .Acessado em 2013.

33 – SPC TECHNOLOGY. Neon Lamp Datasheet. 2000. Página da Internet. Disponível em < URL: http://datasheet.seekic.com/PdfFile/A1A/SPC_A1A_NE-2247369.pdf >. Acessado em 2013.

34 – STANDLER, R. B. Protection of Electronic Circuits from Overvoltages.1989. p. 130, 131, 132 e restantes. Página da Internet. Disponível em < URL: http://books.google.com.br/books?id=5-NEmE1EhYQC&pg=PA130&dq=%22The+coaxial+spark+gap+was+patented+by+Cushman+(1960).%22&hl=pt-BR&sa=X&ei=nZEDUuDxKYba9ATcmICoBw&ved=0CDwQ6AEwAA#v=onepage&q=%22The%20coaxial%20spark%20gap%20was%20patented%20by%20Cushman%20(1960).%22&f=false >. Acessado em 2013.

35 – TRANSWIKI. How to keep ESD out of electronics. 2012. Página da Internet. Disponível em < URL: http://wiki.xtronics.com/index.php/ESD > Item 1.13. Acessado em 2013.

36 – USAF. 1984. MIL-STD-1576: ELECTROEXPLOSIVE SUBSYSTEM SAFETY REQUIREMENTS AND TEST METHODS FOR SPACE SYSTEMS. p. 21. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.everyspec.com/MIL-STD/MIL-STD-1500-1599/MIL_STD_1576_158/ >. Acessado em 2013.

37 – USAF. sep 1997. Electroexplosive Subsystems, Electrically Initiated, Design Requirements and Test Methods. MIL-HDBK-1512. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.everyspec.com/MIL-HDBK/MIL-HDBK-1500-1799/MIL_HDBK_1512_1843/ >. p. 11. Acessado em 2013.

38 – USAF. oct 1997. AIR FORCE SPACE COMMAND MANUAL 91-710, Range Safety User Requirements Manual, V. 4 – Airborne Range Safety System Documentation, Design, and Test Requirements. p. 4-12 e 4-27. Página da Internet. Disponível em < URL: http://snebulos.mit.edu/projects/reference/NASA-Generic/EWR/97ewr-c4.pdf >. Acessado em 2013.

39 – VISHAYResistor Sensitivity to Electrostatic Discharge (ESD). 2010. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.digikey.com/Web%20Export/Supplier%20Content/VishayPrecisionGroup_804/PDF/vishay-tech-resistor-sensitivity-to-esd.pdf?redirected=1 >. Acessado em 2013.

40 – WILSON, M. J. Projected Response of Typical Detonators to Electrostatic Discharge (ESD) Environments. LLNL, 2002, pg 23. Página da Internet. Disponível em  < URL: https://e-reports-ext.llnl.gov/pdf/241697.pdf  > Acessado em 2013.

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6 – Terceira possível causa do acidente ocorrido com o VLS-1 V03, em 22 de agosto de 2003, em Alcântara, Maranhão.

dallapiazza@gmail.com

O slide abaixo aborda uma questão que é um fator técnico no acidente com o VLS-1 V03:

Metalização da superfície externa do VLS-1.

Fonte: (GOMES, 2008)

Se a superfície da estrutura do VLS-1 V03 não possuía metalização, ela não era eletricamente condutora e, portanto, não dissipava eletricidade estática para a estrutura aterrada do Veículo.

A eletricidade estática gerada pela capa de plástico não condutor, instalada na parte superior do Veículo, insuflada constantemente por ar seco e frio, tinha como dielétrico a tinta ou resina branca da coifa principal. Conclui-se desses fatos que, pode ter ocorrido uma descarga de eletricidade estática devido ao rompimento do dielétrico formado pela tinta ou resina que cobria a superfície metálica da coifa principal ou diretamente na estrutura metálica do Veículo ou no piso do nível 5, gerando assim uma onda eletromagnética que poderia ter induzido corrente no loop da antena formada pelos fios paralelos do detonador, o que deu início ao acidente.

A figura abaixo ilustra bem este fenômeno (FRANKLIN, 2013):

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

Fonte: (FRANKLIN, 2013)

Esta possibilidade é remota porque a distância entre a coifa principal e a cablagem do umbilical dos fios dos detonadores era grande, pois existiam os pisos dos níveis 4 e 5 da Torre Móvel de Integração entre as mesmas, e a área do loop dos cabos paralelos era pequena, tendo em vista que cada par de fios dos detonadores era constituído por fios paralelos fixados por braçadeiras de plástico.

O fato de terem sido utilizados pares de fios paralelos sem blindagem no acionamento dos detonadores, foi uma falha técnica que contribuiu para a ausência de barreira metálica para os fios e um aumento da área do loop que teria sido evitada se os pares de fios fossem torcidos, conforme ilustrado na figura abaixo:

Untwisted and Twisted Wire Pair Loop Area

Fonte: (JOFFE e LOCK, 2010) p. 546

   “Reduction of Circuit Loop Area. Reducing the loop area of either or both the interference source or the susceptible circuit will decrease coupling via the mutual inductance. In Section 2.3.3, it was demonstrated that the mutual inductance between circuits can be minimized by reducing loop areas, for instance by running the signal-return conductor adjacent to the signal conductor.

    In the case of wiring, a preferable approach to minimize coupling of EM interference is to twist the signal conductor with its return conductor. The use of twisted wire pairs (TWP), or twisted wire cables in the general sense, reduces the inductively coupled voltages into the circuit, since the voltage induced in each small twist area is approximately equal and opposite to the voltage induced in the adjacent twist area.

   Note: Twisting of wires is an effective technique for reducing inductive coupling at low frequency, approximately up to 100 kHz. At higher frequency, common-mode interactions dominate interference coupling.

   Shielding. Shielding of the conductors is yet another effective means for the reduction of interference coupling into circuits and interconnecting lines. Principles of cable shielding are presented in Chapter 7. (JOFFE e LOCK, 2010) p. 90.

Também contribuiu para a baixíssima probabilidade desta hipótese ser válida o fato dos pisos dos níveis 4 e 5 serem metálicos e existirem apenas os espaços relativamente pequenos entre os pisos e a superfície externa da estrutura tubular do Veículo, o que restringiria a região de ocorrência da descarga eletrostática que pudesse enviar ondas eletromagnéticas para o loop.

Não existem informações disponíveis no Relatório da Investigação sobre a localização e a distância mínima entre a tubulação, na qual fluía o ar seco e frio que insuflava a capa de plástico da coifa principal, e o par de fios mais próximo da mesma. Com base na vista frontal da TMI existente no desenho da figura 40 mostrada em (COMAER, 2004), estima-se que esta distância mínima seja de aproximadamente 3,5 m.

Portanto, esta hipótese necessita de mais informações antes de ser descartada.

No entanto, é preciso muita atenção à possibilidade da radiação eletromagnética não ter sido gerada por descarga eletrostática entre a capa de plástico e a Coifa Principal, mas ter sido gerada entre a tubulação de insuflamento de ar frio e seco e alguma parte aterrada da estrutura metálica entre os níveis 3 e 4 ou do próprio piso do nível 3, pois conforme está escrito em (BREWER, 2007) no item 5 do texto transcrito abaixo:

5 – “Fortunately, the design measures used to meet the conducted, radiated, ESD, and space-charging requirements are complementary with regard to lightning. Since the primary indirect radiated lightning effect is magnetic-field coupling, loops are at the greatest risk, and an open loop is a candidate for arc-over.

um loop aberto é um candidato para centelhamento.

A radiação eletromagnética também pode ter sido ocasionada por uma descarga eletrostática gerada entre a superfície isolante do Veículo, que pode ter sido carregada de eletricidade estática pela fricção do vento e poeira com a mesma, e a estrutura metálica aterrada do Veículo.

Confesso que sempre que surge uma nova possibilidade para a iniciação do detonador, eu tenho muitas dúvidas diante da ausência de informações e de tantas possibilidades. Porém, como o objetivo é o lançamento seguro do VLS-1 V04, eu creio que o mais importante é eliminar todas as possibilidades de iniciação por inadvertência ou intempestiva do detonador.

Sendo assim, devemos citar outra antena em formato de dipolo formada pelo par de fios sem blindagem de cada detonador situado entre a torre de umbilicais e a carcaça do Veículo:

Figura das duas antenas em loop, formadas pelo par de fios do detonador e pela torre de umbilicais, a cablagem dos detonadores e a carcaça do VLS-1 V03

O comprimento desta antena em dipolo é de 2,5 m e é susceptível à indução de corrente nos fios dos detonadores se existissem na região fontes emissoras de ondas eletromagnéticas.

Também não temos informações sobre a existência ou não de transmissores de ondas eletromagnéticas na região e na plataforma de lançamento, a não ser a informação de entrevistados de que o ramal telefônico da plataforma tocou antes do início do acidente. O Relatório da Investigação do Acidente afirma que o radar estava desligado e não foram detectadas ondas eletromagnéticas pela equipe que monitorava campos eletromagnéticos atípicos.

De qualquer forma, quando a cablagem é blindada e oferece atenuação de no mínimo 40 dB, a corrente induzida é desprezível em relação à corrente de acionamento do detonador.

A título de ilustração, segue abaixo um exemplo de cálculo de corrente induzida numa cablagem umbilical composta de fios blindados (HARRISON, 1963):

Numerical illustration

No item 5.3 da norma MIL-HDBK-1512 é exigido que:

Twisted shielded pair no item 5.3 do MIL-HDBK-1512 e na figura 21.4 da NASA

todos os circuitos de sub-sistemas eletro-pirotécnicos devem usar pares de fios torcidos e blindados sem descontinuidade e devem prover uma atenuação mínima de 40 dB. Portanto, seguem abaixo as seguintes dúvidas e recomendações:

1 – Por que tornar complexo o meio ambiente de trabalho com a adição dos satélites, tendo em vista que o VLS-1 V03 era apenas um protótipo em fase de homologação?

2 – Era realmente necessário insuflar ar seco e frio na capa de plástico da coifa principal? O correto é não gerar e não permitir o acúmulo de eletricidade estática, criando meios e condições para o escoamento da mesma para o aterramento do Veículo Lançador.

3 – Implantar um programa de treinamento para a prevenção da acumulação da eletricidade estática e da prevenção de surtos nas linhas de disparo dos detonadores.

3 – Since the earth potential results principally in a common-mode coupling problem, improving the grounding at each remotely located subsystem makes the coupling problem worse. In cases where the interconnecting cabling is not installed in metallic conduit, the coupled voltage flows on the cable shield and is limited only by the common-mode rejection of the line drivers and receivers, and they will not survive the strike.

4 – Lightning protection does not come with guarantees. Often, the only way to know that induced lightning potentials may possibly have damaged the equipment is to use canary circuits that die when levels reach the damage threshold. These circuits get their name from the canaries that miners of old used to carry with them to determine if poisonous gas was present in the mines.

5 – Fortunately, the design measures used to meet the conducted, radiated, ESD, and space-charging requirements are complementary with regard to lightning. Since the primary indirect radiated lightning effect is magnetic-field coupling, loops are at the greatest risk, and an open loop is a candidate for arc-over.

6 – Some design requirements are worth mentioning:

6.1 Power, data, ordnance, or signal wires should be twisted with the associated return lineBoth 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.

6.2 Coaxial cable runs should have the outerbraid of the coaxial cable grounded at both ends and along the length of the shield as necessary.

6.3 Ordnance circuits, circuits with impedances greater than 100 Ω, and circuits sensitive to high-frequency coupling must have the twisted pairs shieldedAll circuit shields should be grounded to a structure at both ends of the circuit via the connector backshell.

6.4 Fiber-optic cables or electro-optical interfaces may be required for especially sensitive circuits.

7 – ESD is a formidable problem that usually ends with the destruction of sensitive semiconductor devices unless the system is carefully designed to divert the ESD’s short-duration surge away from them. Even then, without additional protection, we still can expect some effect from the transient radiated electric and magnetic fields.

8 – When a charged body is brought close to another charged or neutral body, especially if the neutral body is grounded, recombination of the charges serves to neutralize or equalize the charge. This results in very high rates of current flow, di/dt. When equalization of charge occurs, both bodies are still charged, and discharge can occur between these bodies and other bodies with different or neutral charge potential.”

9 – Even though ESD problems are largely magnetic, the radiated magnetic field is somewhat less of a problem because its intensity decreases rapidly with separation distance from the ESD current path. Since magnetic fields are coupled into loops, the magnetic-field coupling is more likely to be differential mode. For both electric and magnetic fields, the energy coupled into resonant circuits rises with increasing bandwidth (Figure 2).

Figure 2. Magnetic Field From ESD
10 – The ESD environment is so severe that we can’t trust surviving it to luck. Fortunately, some of the most important protection methods are free if they are designed in from the beginning and not added later as a retrofit to a nonfunctional design. The five most important design categories for ESD protection are segregation/isolation, PCB/electronics design, cable design, filtering, and shielding.

10.1 Segregation/Isolation
All metallic areas should be grounded, and the ground should be routed away from the electronics. Spacing is important. To protect semiconductor materials from direct-current injection and reduce the coupled magnetic fields, provide at least 2.2-mm separation for uninsulated ground traces or wires and 20-mm for uninsulated electronics.

10.2 PCB/Electronics Design
Because the voltage induced into a coupling loop is a function of the frequency, loop area, and circuit bandwidthkeep wide bandwidth loop areas smallProtect sensitive inputs with transient protectors, filters, ferrites, or capacitors. Do not have floating inputs.

10.3 Cable Design
Shield cables to sensitive circuits. Ground cable shields using high-frequency techniques. Use high-quality shielded connectors with the shield terminated on the outside of the equipment enclosure. Do not use pigtails. Running a cable shield through a connector pin and attaching the shield to ground inside the enclosure is a pigtail. And do not route cable shield grounds to the PCB/electronics.

10.4 Filtering
Critical leads should have transient protection, and the filters should be placed at the end closest to the sensitive device. If filter capacitors are used, they must have wide bandwidth and be capable of withstanding the ESD transient amplitude. Bandwidth is a function of both the dielectric material and lead inductance. A 1-kV ceramic capacitor generally is a good choice. Do not filter the ESD current path.

10.5 Enclosures/Shielding
Equipment sensitive to indirect radiation should be shielded. Seams must overlap. Apertures should be smaller than 20 mm and spaced more than 20 mm apart. Exposed metallic panels and devices should be grounded or isolation rules followed. Bonding resistance should be less than 2.5 mΩ.

O texto em Inglês acima é apenas uma parte existente na fonte bibliográfica nº 1 e, portanto, é recomenável que seja lido o artigo todo, bem como que também seja lida a bibliografia de nº 2, ambas citadas abaixo.

Bibliografia

1 – BREWER, R. Spacecraft EMC PROBLEMS, Part 2. Página da Internet. Disponível em < URL: Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.evaluationengineering.com/articles/200705/spacecraft-emc-problems.php > May 2007. Acessado em 2013.

2 – BREWER, R. Spacecraft EMC PROBLEMS, Part 1. Página da Internet. Disponível em < URL: Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.evaluationengineering.com/articles/200704/spacecraft-emc-problems.php> April 2007. Acessado em 2013.

3 – FRANKLIN Applied Physics Inc. Electro Explosive Devices: Functioning, Reliability, Hazards. Oaks, Pennsylvania, U.S.A. July, 2013. p. 42. Página da Internet. Disponível em < URL:  http://www.franklinphysics.com/Downloads/Handout.pdf >. Acessado em 2013.

4 – GOMES, V. A. CTA: Ciência e Tecnologia para a Defesa Nacional. 62º Fórum de Debates Projeto Brasil. 2008. Página da Internet. Disponível em < URL: http://www.slideshare.net/ProjetoBr/brigadeiro-eng-venncio-alvarenga-gomes-presentation >, slide 14. Acessado em 2013.

5 – HARRISON, C. W. J. Missile with attached umbilical cable as a receiving antenna. Proceedings of Second HERO Congress on Hazard of Electromagnetic Radiation to Ordnance. Sandia Corporation monograph. THE FRANKLIN INSTITUTE. 1963. Página da Internet. Disponível em URL: < http://www.dtic.mil/dtic/tr/fulltext/u2/420595.pdf > p. 10-1. Acessado em 2013.

6 – JOFFE, E. B. e LOCK, K. S. Grounds for Grounding: A Circuit to System Handbook. Institute of Electrical and Electronics Engineers (IEEE). 2010. A página da Internet que estava disponível em < URL: http://metro-natshar-31-71.brain.net.pk/articles/0471660086.pdf >, acessada em 2013, não está mais disponível na Internet. Os interessados em obter esta bibliografia completa gratuitamente devem fazer a solicitação por meio do e-mail: < dallapiazza@gmail.com >.

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