Capitolul 6 Analize Mecanice V2.6 [302325]

CAPITOLUL 6

rezultate ale cercetărilor privind modelarea comportĂrii si funcȚionĂrii la Șocuri Și vibraȚiI a modulelor mecatronice din componența unui nanosatelit; interpretarea rezultatelor cercetărilor experimentale Și propuneri pentru creșterea fiabilitaȚii În exploatare a acestora

6.1. [anonimizat], așa cum este arătat și în articolul “[anonimizat]” [6.1].

Pentru a a [anonimizat], s-a folosit un stand de test descris în capitolul 6.1.2. Pentru măsurare s-a folosit un dinamometru Kistler 9257B, [anonimizat].

6.1.1. Sistemul de referință

Pentru măsuratorile efectuate, s-a [anonimizat], punctele de test să aibă aceeași poziție. În Fig. 6.1 [anonimizat].

Astfel, [anonimizat], patru, [anonimizat], [anonimizat] o [anonimizat]-un singur punct din cele echivalente.

Punctele de masurare sunt definite conform urmatoarelor notatii:

unde, reprezinta structura pentru care s-a notat punctul , ; [anonimizat] s-a executat aplicarea de forta, , iar 1 [anonimizat] 2 pentru pozitia orizontala; [anonimizat], ; reprezinta latura pe care s-a plasat punctul pentru a efectua masuratoarea. este definit conform desenului de la Fig. 6.1, avand valori din multimea: .

Fig. 6.1. Plasarea sistemului de referință și denumirile laturilor

6.1.2. Standul experimental pentru testare statică

Pentru a [anonimizat], în special ANSYS v14.5, am creat un sistem de test arătat în cu ajutorul căruia am efectuat experimentele.

Sistemul este compus dintr-o mașină unealtă (1), cu ajutorul căreia se va tensiona sistemul. În partea inferioară a sistemului a fost montat un dinamometru digital Kistler de mare precizie (2), cu ajutorul căruia au fost masurate forțele care au acționat asupra masei de test. [anonimizat] a fost utilizat în pereche cu un computer pentru a colecta datele. Frecventa de eșantionare a masuratorilor a fost setată la 1000Hz, pentru a colecta informații cât mai precise.

Elementul (4) [anonimizat], iar deformarile acestora au fost măsurate cu ajutorul a 4 ceasuri comparatoare Mitutoyo (3).

Dinamometrul Multicomponent Piezo Kistler cu rază de măsurare: Fz -5 … 10 kN, [anonimizat] o frecvența de rezonanta înaltă. Specificațiile acestuia se regăsesc în Tabel 6.1. Asamblarea acestui dinamometru este rezistentă la coroziune și la pătrunderea apei pulverizate la tăiere. Acest tip de dinamometru se folosește pentru măsurători cvasi-statice pentru cele trei componente ortogonale ale unei forțe care acționează asupra unei piese prelucrate, precum forțele de tăiere în timpul rotirii, frezării sau șlefuirii.

Fig. 6.2. Sistemul de test pentru încercările statice pentru structurile din aluminiu pentru nanosateliți

Tabel 6.. Specificațiile dinamometrului muticomponent Kistler

Experimentul s-a desfășurat astfel:

S-a plasat structura în pozitia optimă pe masa dinamometrică;

S-a tensionat structura astfel încât aceasta să fie fixă pe masa la o încercare ușoară schimbare a poziției;

S-au plasat ceasurile comparatoare în punctele cele mai posibile de a suferi deformări și s-au resetat la zero;

S-a pornit și calibrat sistemul de monitorizare și masurare al forțelor de pe dinamometru;

S-a pornit cronometrul și s-a început eșantionarea forțelor de pe dinamometru;

La fiecare creștere aproximativă de interval s-a facut pauză pentru a putea nota valorile masurate de ceasurile comparatoare;

S-a tensionat după caz, până s-a ajuns fie la deformări mari (peste 100µm), fie la forțe mari (peste 800N).

După cum am putut observa, prima limitare din punct de vedere al experimentului a aparut încă de la punctul C, intrucât plasarea ceasurilor comparatoare in punctele ideale a fost dificilă. În anumite cazuri particulare, ceasurile chiar nu au putut fi plasate pe directiile cele mai indicate (conform rezultatelor din programele de simulare), intrucat locul pe masa de lucru este limitat.

6.1.3. Testarea structurii prototip experimental 1

Prima structura testata este notata cu indicativul , și reprezinta primul prototip produs, fabricat din 3 componente: structura centrala, capac superior si capac inferior. În Fig. 6.3 se poate observa modul de amplasare al structurilor pe standul de test, în momentul plasării și alinierii instrumentelor de măsură.

Fig. 6.3. Structura prototip 1 (denumită c1)

Prima poziție testata, poziția 1, verticală, a fost masurată pentru deformări în punctele reprezentate în Fig. 6.5. Pentru această testare, în mai multe puncte de măsurare deformările ar trebui să fie egale, prin urmare se poate utiliza măsurarea într-un singur punct dintre acestea. Relațiile (6.2), (6.3) și (6.4) definesc aceste puncte și echivalențele lor pe suprafața structurii.

Fig. 6.4. Variația forței de apăsare [Fz], pe intervalele măsurate, pentru structura prototip 1 (c1), poziția 1 (verticală)

În Fig. 6.4 sunt desenate rezultatele obținute în urma efectuării testului, prin aplicarea unei sarcini asupra structurii plasată în plan vertical.

Au fost alese astfel 4 puncte de măsurare, dintre care unul redundant, pentru a putea confirma citirile celor trei comparatoare pentru cele trei direcții de deformare.

Fig. 6.5. Structura c1, pozitie verticala, puncte de test

Ca primă observație, se poate constata faptul că pentru primele forțe și deformări (aceastea se găsesc în tabelul consolidat de la final), structura nu suportă forțe foarte mari, având totuși modificări de structură semnificative. 100 de µm diferența poate însemna deja o tensionare a plăcilor de PCB, atât a celor interne, cât și a celor care formează panourile exterioare. La variații bruște de temperatură, o astfel de variație de dimensiuni poate pune un stres suplimentar pe panourile solare exterioare, care se poate traduce intr-o distrugere a acestora, prin intreruperea joncțiunii p-n din care acestea sunt formate.

Pentru aceeași structură, c1, in pozitia 2, cea orizontala, s-au utilizat punctele de măsurare conform cu Fig. 6.6.

Fig. 6.6. Structura prototip 1 (c1), în poziție orizontală, puncte de test

Pentru acest test, mai multe puncte de măsurare au deformări echivalente, prin urmare se pot folosi valorile unui singur punct dintre acestea.

În această configurație, forțele rezultate pe sistemul de măsurare al dinamometrului au arătat conform graficului din

Fig. 6.7. Variația forței de apăsare pentru fiecare treapta de deformare, pentru structura prototipului 1 (structura c1), orientată în poziția 2 (orizontala)

Se poate observa că valoarea maximă pentru care am optat limitarea testului a fost în ambele cazuri aproximativ egală, ~850N. Din deformările apărute în momentele creșterii forței aplicate am decis limitarea testului la aceste valori, pentru a nu distruge plastic prototipul. Conform tabelului 1, se poate observa că valorile deformărilor pentru poziția orizontală, chiar dacă sunt apropiate de cele ale poziției verticale, acestea au totuși valori mai ridicate. Pe de altă parte, se poate observa faptul că pentru această încercare, structura a fost mai stabilă, neavând la fel de multe îmbinări care să afecteze alinierea structurii pe masa dinamometrică.

6.1.4. Testarea structurii HyperCube

Structura notată cu indicativul , codifică structura executata după specificațiile HyperCube. Spre deosebire de celelalte două prototipuri, aceasta este anodizată (una dintre cerintele CubeSat), având montate și arcurile distanțiere separatoare. Acesta este și motivul pentru care această structură nu a putut fi testată în picioare, întrucât arcurile separatoare nu au putut fi introduse complet în interior, astfel încât alinierea și deformarea acesteia nu ar fi fost testată corect pentru testul vertical.

Fig. 6.8. Structura HyperCube, c2, în poziție orizontală, punctele de test

Pentru această structură, graficul de forțe aplicate este asemănător cu cel al structurii prototip 1, in poziție orizontală. S-a putut observa faptul că în acest tip de structură apar forțe și deformări mult mai pronunțate in anumite direcții, de exemplu pe axa Z aparând o deformare mare la cea mai mică aplicare de forța, pentru ca mai apoi această deformare sa ramână constantă. Putem deduce astfel că forma modulară a structurii adaugă mișcări suplimentare între componentele acesteia, modul de comportament final al satelitului depinzând mult de toleranța de fabricație.

Fig. 6.9. Variația forței de apăsare aplicată pentru Structura HC, denumită c2, plasată în poziția 2 (orizontala)

6.1.5. Testarea structurii prototip experimental 2

Structura notata cu indicativul c3 este reprezentata de structura monobloc. Prima poziție testată, poziția 1, verticală, a fost masurată pentru deformări în punctele de test conform Fig. 6.11.

Fig. 6.10. Variația forței de apăsare asupra structurii monobloc (structura c3), plasată în poziția 1 (verticală)

Fig. 6.11. Structura monobloc (c3), plasata in pozitie verticala, puncte de test

Pentru structura monobloc, in pozitie verticala, punctele echivalente de deformare sunt definite de relațiile (6.11), (6.12), (6.13) și (6.14).

A doua pozitie testata, 2 – orizontală, au fost măsurate deformările în urmatoarele puncte de test:

Fig. 6.12. Structura monobloc (structura c3), plasată în pozitie orizontală, puncte de test

Pentru structura monobloc, in pozitie orizontala, punctele echivalente de deformare sunt definite de relațiile:

Variația forțelor aplicate asupra structurii monobloc (c3), plasată în poziție orizontală, se regăsește în Fig. 6.13.

Fig. 6.13. Variația forței de apăsare aplicate structurii monobloc (c3), plasată în poziția 2 (orizontală)

6.1.6. Rezultatele cercetărilor experimentale statice

În urma testelor efectuate, s-au colectat mai multe date și s-au obținut mai multe rezultate. Graficele forțelor medii aplicate au fost figurate în secțiunile anterioare. În Tabel 6.2 sunt prezentate deformările care au apărut în fiecare caz, pentru fiecare punct și direcție masurată, conform cu desenele din figuri. Citirea suplimentara, este denumită explicit, pentru a putea fi ușor identificată pe schema si desenul structurii.

Tabel 6.. Rezultatele testelor efectuate și valorile deformărilor rezultate

Aceste valori, comparate cu rezultatele obtinute în urma simularilor Ansys, observabile în Anexele 1-4, pot fi comparate pentru o ilustrare mai buna a rezultatelor obtinute, și compararea acestora cu estimarile teoretice inițiale.

6.1.7. Compararea rezultatelor cercetărilor experimentale statice obținute

Pentru a evidenția foarte clar diferențele între măsurătorile efectuate, cât și pentru a ușura interpretarea rezultatelor, am comparat datele obținute sub formă grafică. În acest mod diferențele dintre forțele aplicate sunt evidente, astfel încât putem face mai usor aprecierile în privința eficienței și rezultatului obținut în urma soluției propuse.

Trebuie amintit faptul că diferențele dintre cele 3 structuri sunt atât de rigiditate si utilitate a structurii, cât și de greutate. Diferențele de greutate au fost notate în Tabel 4.2.

Fig. 6.14. Testarea structurilor 1 și 3 in poziție verticală, variația deformării pe axa Z

Asa cum am mentionat anterior, pentru structura c2, nu a putut fi efectuat testul in picioare intrucât arcurile prezente în picioare nu permit executarea unui astfel de test.

Fig. 6.. Testarea structurilor 1 și 3 in poziție verticală, variația deformării pe axa X

In Fig. 6.16 se poate observa faptul că deformarea pentru structura 2 este negativă. Acest lucru se datorează faptului că latura din structura c2 s-a deformat înspre interiorul acesteia în momentul aplicării forței asupra ei.

Fig. 6.. Testarea structurilor 1, 2 și 3 in poziție orizontală, variația deformării pe axa Z

Fig. 6.. Testarea structurilor 1, 2 și 3 in poziție orizontală, variația deformării pe axa X

Fig. 6.. Testarea structurilor 1, 2 și 3 in poziție orizontală, variația deformării pe axa Y

Se poate observa faptul că structura c2, modelul replicat dupa proiectul HyperCube, are o anumita problemă de aliniere dupa trecerea de punctul de ~300N, când deformarea acestuia crește mai repede decât deformarea structurii c1. Avand în vedere atât diferențele de greutate, cât și forma simplificată a structurii c1, putem concluziona că deficiențele care apar în momentul în care sunt utilizate structuri modulare, fabricate din mai multe subansamble, sunt indeajuns de mari incât optarea pentru astfel de opțiuni să fie făcută doar în cazul în care aceasta este singura soluție de fabricatie/asamblare posibila.

6.1.8. Concluzii ale rezultatelor experimentale statice

Conform calculelor teoretice efecutate cu programele specializate de analiză structurala, în principal Ansys, am putut avea niște valori estimative pentru valorile de deformări pe care le-am fi putut obține. Dupa cum se poate observa, în urma cercetărilor experimentale, aceste valori au fost confirmate pentru structura monobloc dezvoltată. Nu acelasi lucru îl putem aprecia despre structura prototip 1, sau modelul dezvoltat de către Universitatea Cal Poly, HyperCube [6.2], în care tensiunile interne, și modificările aparute în structură în urma supunerii la stres au fost mult mai mari. Datorită îmbinărilor multiple, comportamentul acestor structuri este greu de estimat, având în vedere erorile mecanice ce pot să intervină atât în fabricarea structurii, cât și în asamblarea acesteia.

Fig. 6.. Valoarea de siguranța simulată în ANSYS a Structurii c3, monobloc, sub tensiunea maximă posibilă

Comparativ cu structura model efectuată conform cu conceptul HyperCube [6.2], conform estimărilor, structura monobloc gândită pentru acest proiect îndeplineste un factor de risc mai mare de 8.5, în timp ce structura modulară îndeplinește doar un nivel de 2.5, pentru acelasi nivel de stres aplicat. Alături de cedarea fizică a structurii, trebuie luată în calcul și eficiența acesteia în ceea ce privește transpunerea deformărilor în celelalte elemente componente ale satelitului, deformarea structurii monobloc fiind chiar cu câteva ordine de mărime mai mică în cazul aplicării unor forțe mai moderate asupra acesteia.

Nu în ultimul rând modelul fizic realizat dintr-o structură monobloc s-a comportat în teste mult mai aproape de estimările și calculele simulate, astfel încât în viitor simularea unor potențiale conditii de mediu, de asamblare sau de comportament, pot fi apreciate ca fiind cât mai aproape de realitate, fără a fi necesare introducerea unor parametrii speciali de corecție.

6.2. Studii și cercetări teoretice cu element finit și analiza la accelerații gravitaționale

Analiza structurii la accelerații gravitaționale, este o analiză cvasistatică, în cadrul căreia se consideră structura supusă unui câmp gravitațional de 10.8g. Acest tip de încărcare nu trebuie să introducă tensiuni peste limita admisibilă a structurii. De asemenea, deformațiile nu componentelor trebuie să fie mici, așa încât electonica interioară să nu fie afectată.

Pentru reproducerea condițiilor de lansare, au fost considerate următoarele aspecte de modelare:

structura satelitului este asamblată într-o cutie de tip POD, împreună cu suportul condensatorilor, ca în Fig. 6.20. Acesta din urmă contribuie la rigidizarea structurii satelitului, deci la creșterea frecvenței de rezonanță;

conform reglementării CubeSat, cutia POD este fixată rigid pe una dintre fețe, simulând astfel modul de fixare în vehiculul de lansare;

suprafețele aflate în contact la interfețele dintre componentele ansamblului supus analizei (cutie POD – structură satelit și structură satelit-suport condensatori) sunt modelate ca perfect lipite (contact de tip bonded).

6.2.1. Simularea la accelerație gravitațională a modelului simplificat. Structura metalică și incinta condensatorilor

Modelul a fost discretizat cu elemente finite de formă tetraedrică, cu funcții de formă de ordin superior (10 noduri per element). Discretizarea aferentă celor trei componente ale ansamblului studiat este eprezentată în Fig. 6.20.

Fig. 6.. Discretizarea modelului, cu tetraedre de ordin superior (10 noduri) pentru analiza la acelerații gravitaționale: stânga – cutia POD, dreapta – structura satelitului și cutia condensatorilor

Modulul lui Young și densitatea corespund aliajelor de Al, adică ρ = 2770 kg/m3 și E = 71 GPa.

Sunt prezentate, în continuare, distribuțiile deplasărilor totale și ale tensiunilor von Mises corespunzătoare, respectiv, încărcărilor cu accelerații gravitaționale pe cele trei direcții. În plus, este simulată și situația în care, se impun accelerații simultan pe toate direcțiile. Acest caz corespunde lansării, în care vehiculul de lansare se înclină pentru a intra pe orbită, generând astfel accelerații pe alte direcții decât x, y sau z.

Fig. 6.. Deplasări totale în cazul încărcării cu accelerații pe direcția X

Fig. 6.. Tensiuni von Mises în cazul încărcării cu accelerații pe direcția X

Fig. 6.. Deplasări totale în cazul încărcării cu accelerații pe direcția Y

Fig. 6.. Tensiuni von Mises în cazul încărcării cu accelerații pe direcția Y

Fig. 6.25. Deplasări totale în cazul încărcării cu accelerații pe direcția Z

Fig. 6.26. Tensiuni von Mises în cazul încărcării cu accelerații pe direcția Z

Fig. 6.. Deplasări totale în cazul încărcării cu accelerații pe toate direcțiile

Fig. 6.. Tensiuni von Mises în cazul încărcării cu accelerații pe toate direcțiile

Din analiza Fig. 6.21, Fig. 6.22, Fig. 6.23, Fig. 6.24, Fig. 6.25, Fig. 6.26, Fig. 6.27, Fig. 6.28, rezultă, în mod evident, că nu există nici un risc structural privind efectul forțelor de inerție produse în timpul lansării. Deplasările maxime sunt de ordinul a 2-3 μm, iar valorile maxime ale tensiunilor echivalente von Mises nu depășesc 4 MPa.

6.3. Studii și cercetări cu element finit și analiza modală

Problema rezonanței în cazul unui CubeSat apare în timpul lansării pe orbită, când satelitul este asamblat într-o cutie de tip P-POD, la rândul ei fixată în vehiculul de lansare. Pentru ca rezonanța să nu se manifeste în aceste condiții, conform reglementărilor CubeSat și QB50 menționate în capitolul 5, frecvența fundamentală generală (compusă) trebuie să fie mai mare de 90 Hz.

Pentru reproducerea condițiilor de lansare relevante d.p.d.v. al răspunsului în frecvență, în modelul de calcul au fost considerate aceleași aspecte din cadrul analizei la accelerații gravitaționale. Este de notat că, în cadrul analizei modale, contactele neliniare nu sunt admise. Prin urmare, contactele dintre componentele ansamblului sunt implicit de tip bonded.

În urma analizei modale, se deduce că structura este suficient de rigidă, încât nu există nici un risc de rezonanță. Prima frecvență proprie este de 1948.7 Hz și corespunde unor vibrații locale ale pereților cutiei P-POD. În Fig. 6.29 este prezentată forma deformată corespunzătoare modului 1 de vibrație.

Fig. 6.29. Primul mod de vibrație corespunzător frecvenței de 1948.7 Hz

Este de menționat faptul că rezultatele obținute se referă la ansamblul cutie P-POD – structura satelit – incintă condensatori. Prin urmare, pentru a determina frecvența la care rezonează elemente ale structurii sau incinta condensatorilor, au fost extrase mai multe soluții. Cinsprezece s-au dovedit suficiente. Primele opt soluții corespund unor moduri locale generate pe fețele cutiei POD. Modul nouă este primul care implică și deformații semnificative ale structurii satelitului (Fig. 6.30), iar modul zece implică rezonanța carcasei condensatorilor (Fig. 12). Oricum, se constată că frecvențele, începând cu cea fundamentală (prima) depășesc semnificativ valoarea minimă impusă de reglementarea CubeSat, prin urmare structura este sigură din acest punct de vedere.

Tabel 6.. Frecvențele corespunzătoare primelor 15 moduri de vibrații

Fig. 6.. Modul propriu asociat frecvenței a 9-a de rezonanță corespunzătoare întregului ansamblu: P-POD – Structura CubeSat – incită condensatori

Fig. 6.. Modul propriu asociat frecvenței a 10-a de rezonanță corespunzătoare întregului ansamblu: P-POD – Structura CubeSat – incită condensatori

6.4. Studii și cercetări experimentale privind analiza modală

Pentru a avea o confirmare a analizelor teoretice realizate prin intermediul programelor de simulare, s-au efecutat o serie de măsuratori experimentale utilizând echipamentele puse la dispoziție de către departamenul de Inginerie Mecanica din cadrul facultății de Inginerie Mecanică si Mecatronică.

Am utilizat echipamentele de analiză Brüel & Kjær [6.6], folosind software-ul de achiziție de date PULSE, și software-ul ME’scope, de la Vibrant Technology Inc. [6.7], pentru efectuarea analizei modale asupra datelor capturate.

Pentru a defini structura și a efectua determinările din punct de vedere dinamic s-au ales 80 de puncte de măsurare. Datorită simetriei structurii măsurate a satelitului, a fost suficient un pas de 20 mm pentru a determina funcția de răspuns în frecvență (FRF) a structurii create. De asemenea, pentru măsurare s-au considerat mai multe modalități pentru susținerea structurii. S-a putut observa că plasarea structurii pe o suprafață moale, metodă des utilizată, cum este cea a unui burete, va schimba coeficientul de amortizare a modurilor de oscilații, introducând astfel o eroare semnificativă. În acest mod s-a luat în considerare efectuarea măsurătorilor suspendând structura prin intermediul unei corzi elastice, cu un coeficient de elasticitate care sa nu influențeze mișcarea liberă a structurii. Prinderea și structura marcată se poate observa în Fig. 6.32. Achiziția de date s-a efectuat cu utilizând hardwareul fotografiat în Fig. 6.33, ce a citit și interpretat vibrațiile înregistrate de către excitatorul, sub formă de ciocan, și cele ale senzorului accelerometru unidirecțional, plasat în punctul 25 de pe structura testată.

Fig. 6.. Structura mecanică a nanosatelitului în timpul testării în cadrul laboratorului de Mecatronică al Facultății de Inginerie Mecanică și Mecatronică

Conform cerințelor programului de achiziție de date ME’scope, s-au aplicat 5 măsurători pentru fiecare punct în parte din cele 80, pentru a se obține valoarea corectă și a elimina erorile de citire.

Fig. 6.. Dispozitivul pentru achiziție de date, Brüel & Kjær, cu accelerometrul și excitatorul (ciocanul), cablate și configurate pentru măsurare

În Fig. 6.34 se poate vedea o captură de ecran a programului de achiziție de date PULSE LabShop, la momentul ultimei măsurători. Fiecare măsurătoare a fost verificată și interpretată în timp real de către software, iar pentru măsurătorile pentru care variația amplitudinii forței depășea capabilitățile senzorilor, acestea au fost refăcute.

Fig. 6.. Interfața programului de achiziție de date, după realizarea experimentului

Fig. 6.. Răspuns în frecvență a structurii monobloc a satelitului

În Fig. 6.35 se observă răspunsul în frecvență înregistrat software-ul PULSE, măsurat de către senzori, după fiecare măsurătoare. Valorile frecvențelor proprii de rezonanță se pot vizualiza grafic prin vârfurile afișate. Există mai multe valori, de amplitudini și răspunsuri diferite, determinate de substructurile ce intră în alcătuirea structurii de satelit. Conform teoriei, fiecare substructură sau subsistem, având o singură frecvență de rezonanță, va avea un singur grad de libertate.

Importând datele achiziționate în software-ul ME’scope am putut analiza comportamentul structurii experimentale. Am creat odată cu analiza frecvențelor de rezonanță și a modurilor reziduale, și reprezentarea și animarea grafică a deformărilor. În Fig. 6.36 am efectuat o captură a modului de lucru cu acest program.

Fig. 6.. Modelul animat și modurile de vibrație ce apar în structura satelitului, importate în ME’scope

Fig. 6.. Importul datelor în programul de analiză ME’scope.

După importul datelor, Fig. 6.37, și efectuarea analizei asupra structurii monobloc testată fără alte subsisteme conexe, am executat și o serie de măsurători, în aceleași condiții precum cele precedente, folosind și incinta de condensatori montată în structură. În Fig. 6.38 se poate observa răspunsul în frecvență al acestor măsurători. Aceste rezultate experimentale au confirmat corectitudinea analizelor teoretice efectuate cu programul de simulare ANSYS, cu o marjă de eroare mai mică de 5%.

Fig. 6.. Răspunsul în frecvență a structurii complexe a satelitului

Tabel 6.. Frecvențele măsurate, corespunzătoare primelor 12 moduri de vibrații

Frecvențele corespunzătoare primelor 12 moduri de vibrații obținute sunt grupate în Tabel 6.4. După cum se poate observa, al 12-lea mod măsurat corespunde foarte aproape de al 10-lea mod simulat, mod în care structura a fost cea care a vibrat, și nu cutia modulului P-POD de lansare, primele 11 moduri de vibrații având în general valori scăzute comparativ cu ultimul mod de vibrații măsurat.

6.5. Studii și cercetări cu element finit și analiza armonică

Pentru determinarea răspunsului în frecvență sub excitație armonică, este realizată o simulare cu element finit care emulează un test experimental sinusoidal. Condițiile la limită descrise în cadrul analizei modale rămân valabile. De asemenea, discretizarea este păstrată. Excitația armonică este definită prin accelerații sinusoidale impuse, pe rând, pe cele trei direcții. Astfel, următoarele trei seturi de analize armonice sunt prezentate:

excitație armonică prin accelerație impusă pe directia x;

excitație armonică prin accelerație impusă pe directia y;

excitație armonică prin accelerație impusă pe directia z.

Trebuie menționat că, întrucât prima frecvență de rezonanță depășește cu mult limita superioară (100 Hz) a domeniului de frecvențe în care se caută soluții în cadrul analizei armonice (conform restricțiilor impuse de standardul QB50), nu este posibilă apariția rezonanței. Prin urmare, scopul analizei nu mai este de a identifica modurile excitate. Sunt de interes tensiunile și deformațiile privind structura satelitului și a incintei condensatorilor. Acestea trebuie să fie mici, primele pentru garantarea rezistenței celor două structuri, și pentru asigurarea unor deplasări mici care să nu deterioreze electronica interioară.

Deoarece în domeniul de frecvențe 0-100Hz nu se excită moduri de vibrație, este de așteptat ca pe curbele de răspuns în frecvență să nu apară maxime locale (care ar corespunde apariției rezonanței). În plus, efectul amortizării, care în general reduce amplitudinea la rezonanță, nu prezintă interes. Rezultatele următoare corespund analizei armonice neamortizate, ceea ce implică un calcul acoperitor (amortizarea reduce amplitudinea deplasărilor și, implicit, reduce tenisunile).

În Fig. 6.39, Fig. 6.40, Fig. 6.41, Fig. 6.42, Fig. 6.43, Fig. 6.44, Fig. 6.45, Fig. 6.46, Fig. 6.47, sunt prezentate deplasările totale, tensiunile von Mises și curbe de răspuns în frecvență corespunzătoare amplitudinii acelerației în nodurile cu deplasări totale maxime. Tensiunile și deformările sunt reprezentate pentru frecvența maximă (100 Hz).

Fig. 6.39. Deplasări totale în cazul excitației armonice pe direcția X

Fig. 6.40. Tensiuni von Mises în cazul excitației armonice pe direcția X

Fig. 6.. Curbă de răspuns în frecvență, în cazul excitației pe direcția X, corespunzătoare amplitudinii acelerației în nodurile cu deplasări totale maxime

Fig. 6.. Deplasări totale în cazul excitației armonice pe direcția Y

Fig. 6.43. Tensiuni von Mises în cazul excitației armonice pe direcția Y

Fig. 6.. Curbă de răspuns în frecvență, în cazul excitației pe direcția Y, corespunzătoare amplitudinii acelerației în nodurile cu deplasări totale maxime

Fig. 6.45. Deplasări totale în cazul excitației armonice pe direcția Z

Fig. 6.46. Tensiuni von Mises în cazul excitației armonice pe direcția Z

Fig. 6.47. Curbă de răspuns în frecvență, în cazul excitației pe direcția Z, corespunzătoare amplitudinii acelerației în nodurile cu deplasări totale maxime

Așa cum a fost precizat anterior, lipsa frecvențelor de rezonanță în domeniul analizat asigură solicitări de nivel redus în structura satelitului. Sunt obținute tensiuni de sub 1 MPa și deformații sub 1 μm. Prin urmare, acest tip de excitație nu reprezintă un risc din punct de vedere structural.

6.6. Studii și cercetări cu element finit și analiza la vibrații aleatoare

În timpul lansării satelitului pe orbită se produc vibrații aleatoare. Prin urmare, o analiză dinamică mai realistă trebuie să țină cont și de acest aspect. În acest subcapitol se prezintă rezultatele obținute pe baza simulării cu elemente finite a răspunsului structurii satelitului sub excitație aleatoare. Spectrul de solicitare este impus prin reglementarea QB50, menționată în Tabel 5.7. Toate detaliile privind discretizarea și condițiile la limită sunt aceleași din cadrul analizelor modală și armonică.

Conform specificațiilor CubeSat, sunt trei stadii ale procesului de evaluare a structurii: qualification, acceptance și protoflight. Pentru prima și ultima, specificațiile sunt identice. Stadiul de acceptanță este specificat cu o valoarea a accelerației RMS mai redusă, de aceea am tratat în continuare numai rezultatele simulărilor corespunzătoare stadiului de calificare.

Fig. 6.. Deplasări pe direcția X în cazul excitației la vibrații aleatoare pe direcția X

Fig. 6.49. Tensiuni von Mises în cazul excitației la vibrații aleatoare pe direcția X

Fig. 6.50. Deplasări pe direcția Y în cazul excitației la vibrații aleatoare pe direcția Y

Fig. 6.51. Tensiuni von Mises în cazul excitației la vibrații aleatoare pe direcția Y

Fig. 6.. Deplasări pe direcția Z în cazul excitației la vibrații aleatoare pe direcția Z

Fig. 6.53. Tensiuni von Mises în cazul excitației la vibrații aleatoare pe direcția Z

După cum se poate observa în urma Fig. 6.48, Fig. 6.49, Fig. 6.50, Fig. 6.51, Fig. 6.52 și Fig. 6.53, vibrațiile aleatoare nu constitue un risc de cedare a structurii sau de avariere a componentelor interne găzduite în interiorul structurii satelitului. Prima situație este eliminată de valorile foarte mici ale tenisunii von Mises, adică maximum 2.7MPa în cazul excitației pe direcția Z. Cea de-a doua concluzie rezultă din valorile deplasărilor pe cele trei direcții. În niciunul dintre cazurile analizate acestea nu depășesc 2μm pentru structură (vezi Fig. 6.48), și 13μm pentru cutia P-POD (vezi Fig. 6.52).

Simularea la vibrații aleatoare conform spectrului de încărcare corespunzător stadiului de acceptanță nu produce rezultate cu mult diferite față de primul spectru. Cea mai mare deformație, înregistrată pe direcția x, corespunde uneia dintre fețele cutiei POD și măsoara circa 10μm. În rest, deplasările sunt de circa 1-2μm. Tensiunile von Mises înregistrează maxime de cel mult 2.3MPa. Este evident că în aceste condiții nu există nici un risc de cedare. Un calcul la oboseală nu se justifică datorită valorilor foarte mici ale tensiunii von Mises.

6.7. Studii și cercetări cu element finit și analiza statică a plăcilor de circuit și a panourilor exterioare

Pentru panourile exterioare au fost calculate deplasările și deformările pentru un număr de panouri solare. Au fost selectate mai multe grosimi ale plăcilor, pentru a putea evalua comparativ, utilizarea diverselor soluții de implementare finală.

În Fig. 6.54 se poate observa deformarea panoului solar superior. Materialul din care acesta este fabricat este FR4, sticoltextolit, având grosimea de 1mm. Forța interțială aplicată are valoarea de 1.5N, iar deformația maximă obținută este de 0.0779mm.

Fig. 6.. Analiza statică – calculul săgeții și a deformației pentru panoul superior, cu grosimea de 1mm și forța aplicată de 1.5N

Pentru o grosime a panoului solar superior de 1.5mm, cum este arătat în Fig. 6.55, s-a aplicat o forță de inerțială în centrul de greutate cu valoarea de 2.2N, deformația maximă obținută având valoarea de 0.0347mm. Putem aprecia că deformarea obținută între cele două versiuni de grosime ale panoului superior este înjumătățită pentru panoul de 1.5mm.

Pentru plăcile de circuit imprimat, care vor compune capacele incintei de condensatori, sub formă de fluture, s-au calculat deformările pentru două grosimi ale PCB-ului fabricat din sticlotextolit tip FR4, și anume: 1mm și 1.5mm.

În Fig. 6.56 se poate observa deformația PCB-ului pentru o valoare a forței de interție de 1.3N, și grosimea PCB-ului de 1mm. Deformația maximă obținută în centrul PCB-ului este de 0.0428mm.

În Fig. 6.57 a fost selectată grosimea panoului de 1.5mm, și a fost aplicată o forță interțială de 2N. Deformarea maximă obținută de 0.0193mm este cu mai mult de două ori mai mică decât deformarea obținută asupra panoului cu grosimea de 1mm.

6.8. Studii și cercetări experimentale privind modelarea comportării și funcționării la șocuri și vibrații a modulului mecatronic din structura nanosateliților; propuneri pentru creșterea fiabilității în comportarea acestora

Au fost realizate urmatoarele analize statice și dinamice pentru componente, subansamble și modul complet pentru nanosatelitul considerat:

Bibliografie

CAPITOLUL 7

CONCLUZII FINALE

Cercetările și determinările experimentale au condus la crearea unui Sistem Electric de Alimentare (SEA) folosind ca sursă primară de stocare a energiei electrice, supercondensatori de tip EDLC sau Li-Ion în funcție de necesitățile sistemului mecatronic ce formează ansamblul nanosatelitului. În cadrul tezei elaborate s-a arătat că SEA bazat pe supercondensatori poate fi realizat dintr-un număr variabil de supercondensatori. Astfel, pentru placa de test dezvoltată s-au folosit câte 4 supercondensatori montați pe câte o placă de circuit imprimat (PCB). Din punct de vedere constructiv, două astfel de plăci așezate față în față pot reprezenta capacul superior și inferior al unei incinte.

S-a demostrat experimental că circuitele integrate specifice pentru SEA se încălzesc rapid la solicitări, impunând astfel optimizarea incintei nanosatelitului în condițiile în care aceasta trebuie proiectată atât pentru a servi ca și cadru de răcie pentru componentele SEA, cât și pentru posibilitatea de a menține presiune constată în interior, simultan cu o acțiune de ranforsare pentru șasiul nanosatelitului.

În contextul în care funcționarea supercondensatorilor în spațiul cosmic reprezintă o noutate în cercetarea științifică, a fost necesară realizarea unui sistem nou de protecție și ranforsare corespunzator pentru aceștia, dată fiind greutatea crescută a SEA obținut.

S-a realizat din material Al7075 o structură de nanosatelit de tip CubeSat 1U, cu dimensiunile de 113,5x100x100 mm și cu masa de 1,33 kg, folosind programul de proiectare CAD Catia V5 și programul de fabricație asistată, CimatronE. Utilizarea materialului Al7075 a fost justificata prin caracteristicile sale, și anume: greutatea redusă și rigiditatea crescută, conductivitatea termică, rezistența și expansiunea termică mai mici decât a celorlalte materiale propuse, cât și a prelucrabilității crescute și a costului economic.

A fost confirmată îndeplinirea restricțiilor impuse de reglementările CubeSat și de proiectul QB50 de către structura realizată. S-au efectuat analize statice la încărcari cu valori mai mari de 10,8g pentru identificarea tensiunilor von Mises asupra modelului CAD al structurii CubeSat 1U pentru a confirma îndeplinirea standardului QB50. Tensiunile echivalente von Mises obținute nu depășesc 4 MPa, ceea ce este CU mult sub valoarea impusă.

Determinarile experimentale pentru analize de stres și deformare asupra modelului CAD a structurii CubeSat 1U prin aplicarea de încărcări și puncte de fixare ale structurii, după discretizarea elementelor finite de formă tetraedrică în noduri, și folosind analiza elementului finit, au aratat că structura poate suporta deformările și stresul specific lansării. Astfel, deformările înregistrate au fost inferioare rezistenței la deformare a materialului Al7075, și anume 276 MPa. Deformarea maximă este foarte mică de doar 2-3μm și se manifestă în dreptul grinzilor de legătură, în dreptul grosimii de 3mm. Putem deduce astfel că structura va rezista cu succes la la încărcări aplicate cu o valoare de până la 10.8g.

Analizele de răspuns în frecvență și frecvențe naturale efectuate asupra structurii de nanosatelit de tip CubeSat 1U, cu dimensiunile de 113,5x100x100mm și cu masa de 1.33 kg, prin aplicarea de încărcări și puncte de fixare pe structură au fost prelucrate după discretizarea elementelor finite de formă tetraedrică în noduri, folosind analiză MEF. Astfel, s-a aratat că structura propusă poate rezista atât la vibrații în domeniul de frecvență 5-100 Hz la o amplitudine de 2.5G, cât și la vibrații în domeniul de frecvență 100-125 Hz la o amplitudine de 1.25G.

S-au efectuat și analize ale structurii fără elemente auxiliare montate, arătandu-se că prima frecvență proprie este de 1.948,7 Hz, iar aceasta corespunde unor vibrații ale cutiei P-POD.

Testele stabilite pe modelul CAD și realizate experimental asupra stucturii realizate confirmă că modelul fizic se încadrează cu succes în restricțiile și cerințele impuse de reglementările QB50, deci acesta este pregătit pentru a face față activităților de lansare, așezare pe orbită și operare.

Variația frecvențelor naturale măsurată în cele două studii de rezonanță effectuate asupra structurii de nanosatelit de tip CubeSat 1U, cu volumul de 113,5x100x100mm si cu masa de 1.33 kg, a fost mai mică de 5%, ceea ce corespunde restricțiilor impuse.

Publicatii elaborate pe perioada stagiului de doctorat

Articole publicate in reviste cotate ISI:

Totu, M.; Orbeci, C.; Tanczos, S. K.; Vasile E.; Dinu A., A.C. Nechifor, “Preparation and properties of a photocatalyst with TiO2 nanoparticles”, OPTOELECTRONICS AND ADVANCED MATERIALS-RAPID COMMUNICATIONS, Volume: 7 Issue: 11-12 Pages: 822-827 Published: NOV-DEC 2013 (IF=0.412)

Totu Mihai, “An innovative CubeSat Power System”, ENGINEERING DECISISONS AND SCIENTIFIC RESEARCH IN AEROSPACE, ROBOTICS, BIOMECHANICS, MECHANICAL ENGINEERING AND MANUFACTURING Book Series: Applied Mechanics and Materials, vol.436, pag. 40-46, 2013

D.-E. PASCU, O. Tatiana, M. SEGARCEANU, M. TOTU, C.TRISCA- RUSU, L.-F. PASCU, A.C. NECHIFOR, “Optimization of Membrane Processes with Applications in Transport and Adsorption of Nitrate Ions”, REV. CHIM.,  65, No. 12, 2014, pp 1407-1414 (IF=0.956)

D.-E. Pascu, A.R. Miron, M. Totu, A.C. Nechifor, E.E. Totu, “Mathematical modelling and zeta potential determination in the membrane separation process”, JOURNAL OF OPTOELECTRONICS AND ADVANCED MATERIALS 17 (7-8), 2015, 1161-1167 (IF=0.383)

Daniela-Elena PASCU, Aurelia Cristina NECHIFOR, Mihaela PASCU(NEAGU), Gina Alina TRAISTARU, Andrei. A. BUNACIU, Mihai TOTU, “Mathematical modeling of some processes of Separation through membranes: dynamic models”, Revista de Chimie, ISSN 0034-7752, vol. 66, nr. 3, pp. 328-322, Mar. 2015, (IF = 0.677)

Articole publicate in reviste indexate in alte daze de date:

Mihai Totu, Ioana Petre, “Mazak în Industria Aerospațială”, Tehnica&Tehnologie Online, nr. 67, 14.03.2013

Prezentari Conferinte

Robert Ciobanu, Maurizio Repetto, Octavian Dontu, Gheorghe Gheorghe, Iulian Avarvarei, Mihai Totu, “Experimental Research on Magnetic Treatment of Fuel for Reducing Emissions”, Mecahitech, Sep. 2012

Mihai Totu, AURELIA CRISTINA NECHIFOR, EUGENIA EFTIMIE TOTU, Cellulosic micro-systems with magnetic nano-carriers for environment applications, EUROANALYSIS XVII, Warsaw, Poland, 25-29.08.2013

Totu Mihai, “An innovative CubeSat Power System”, International Conference on Smart Systems in all Fields of the Life-Aerospace, Robot, Mech Engn, Biomechatronic, Int. Assoc Comp Sci&Inform Technol Singapore, Bucharest, Romania, 24-28 Oct 2013

Daniela – Elena Pascu, , Alexandra Raluca Miron, Mihai Totu , Aurelia Cristina Nechifor, “The mathematical modelling and zeta potential determination in the membrane separation process”, Conferinta Internationala BRAMAT 2015, Brasov, Romania

Mihai Totu, Aurelia Cristina Nechifor, Eugenia Eftimie Totu, "Uncertainty Sources for Lead recuperative separation Cellulose-Magnetite Nanocompounds Microsystems" EUROANALYSIS XVIII, Bordeaux, France, 6-10 Sept 2015, pp 569 (P385)

Mihai Totu, Aurelia Cristina Nechifor, Eugenia Eftimie Totu, “Uncertainty sources for separation procedure using composite microsystems with nanocarrier inclusions”, 19th Romanian International Conference on Chemistry and Chemical Engineering (riccce19.chimie.upb.ro), 2-5 Sept. 2015, Sibiu, Romania.

M. Totu, Gh. I. Gheorghe, O. Dontu, D. Comeagă, „Mechanical structures for CubeSat type nanosatellites with extensible solar panels”, Mecahitech, Sep. 2016