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PROYECTO INTEGRADOR DE LA CARRERA DE
INGENIERIA MECANICA
DISENO CONCEPTUAL DE UN SISTEMA DEFLOTABILIDAD PARA EL CONTROL DE
PROFUNDIDAD DE UN VEHICULO ROBOTICOSUBACUATICO
German M. Hansen
Lic. Claudio D’OvidioDirector
Ing. Eduardo Matıas RobadorCodirector
Miembros del JuradoLic. Claudio D’Ovidio
Ing. Eduardo Matıas RobadorMgter. Alejandro Tobıas Quispe Mamani
Dr. Nicolas Silin
Junio de 2017
Laboratorio de Ingenierıas – Centro Atomico Bariloche
Instituto BalseiroUniversidad Nacional de Cuyo
Comision Nacional de Energıa AtomicaArgentina
A mis padres,
por darme un ejemplo a seguir.
Indice de contenidos
Indice de contenidos ii
Indice de figuras v
Indice de tablas viii
Resumen ix
Abstract x
1. Introduccion 1
1.1. Inspeccion Visual . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1
1.1.1. Utilizacion de vehıculos no tripulados . . . . . . . . . . . . . . . 3
1.1.2. Requerimientos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3
1.2. Motivacion del Proyecto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4
1.3. Alternativas existentes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5
1.3.1. Helices . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5
1.3.2. Jets de agua + valvulas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6
1.3.3. Variacion de flotabilidad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7
1.3.4. Succion + ruedas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7
1.3.5. Jets de agua + servomotores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8
1.4. Evaluacion de la bibliografıa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9
1.5. Organizacion del texto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11
2. Diseno Conceptual 13
2.1. Objeto sumergido en un fluido . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13
2.1.1. Modelo teorico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13
2.1.2. Comprobacion experimental cualitativa . . . . . . . . . . . . . . 15
2.1.3. Modelo en Simulink R© . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17
2.2. Lastre de volumen variable . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20
2.2.1. Descripcion del sistema . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20
2.2.2. Centro de masa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21
ii
Indice de contenidos iii
2.2.3. Analisis cinematico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22
2.2.4. Fuerza que ejerce el tornillo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23
2.2.5. Determinacion de variables de diseno . . . . . . . . . . . . . . . 25
2.2.6. Dimensionamiento del tornillo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26
2.2.7. Torques de subida y bajada . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26
2.2.8. Seleccion de motor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28
3. Primer prototipo 33
3.1. Construccion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33
3.1.1. Motor paso a paso . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33
3.1.2. Rueda dentada del motor r1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36
3.1.3. Tuerca + Rueda dentada r2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36
3.1.4. Bancadas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37
3.1.5. Tornillo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37
3.1.6. Piston/Camisa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37
3.1.7. Soporte General . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38
3.2. Caracterizacion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38
3.2.1. Desplazamiento axial vs. vueltas . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38
3.2.2. Fuerza maxima vs. velocidad angular . . . . . . . . . . . . . . . 39
3.2.3. Otras mediciones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41
3.2.4. Conclusiones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41
4. Segundo prototipo 42
4.1. Construccion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42
4.1.1. Caja estanca . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43
4.1.2. Tapa-Camisa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44
4.1.3. Piston . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45
4.1.4. Rueda dentada + Tuercas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45
4.1.5. Bancadas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46
4.1.6. Motor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47
4.1.7. Controlador . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47
4.1.8. Contrapesos, flotadores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48
4.1.9. Pasacables . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48
4.1.10. Auxiliares . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49
4.2. Caracterizacion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50
4.2.1. Desplazamiento axial vs. angular . . . . . . . . . . . . . . . . . 50
4.2.2. Fuerza maxima vs. RPM . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51
4.2.3. Estanqueidad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54
4.2.4. Estabilidad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57
Indice de contenidos iv
4.2.5. Flotabilidad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57
4.2.6. Calibracion sensor de presion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58
4.3. Analisis estructural simplificado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59
4.3.1. Calculo computacional . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60
4.3.2. Calculos analıticos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64
4.3.3. Conclusiones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65
4.4. Control . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65
4.4.1. Respuesta natural . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66
4.4.2. Control directo de la posicion del piston . . . . . . . . . . . . . 69
4.4.3. Lazo cerrado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69
4.4.4. Validacion del modelo en Simulink R© . . . . . . . . . . . . . . . 70
5. Conclusiones 76
A. Modelado en Simulink R© 79
B. Codigo control lazo cerrado 83
C. Primer prototipo: Mediciones adicionales 89
C.1. Desplazamiento vs. Vueltas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89
C.2. Mediciones de corriente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 90
C.2.1. Corriente vs. velocidad angular, sin carga anadida . . . . . . . . 90
C.2.2. Corriente vs. fuerza, a velocidad angular constante . . . . . . . 91
C.2.3. Corriente en holding torque . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 92
D. Conversor bidireccional 93
E. L298 95
F. Actividades realizadas en el PI 96
Bibliografıa 98
Agradecimientos 101
Indice de figuras
1.1. Ejemplo de inspeccion visual. [1] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1
1.2. Tecnologıa actual para realizar inspecciones visuales. [2] . . . . . . . . . 2
1.3. Inspeccion visual utilizando el metodo convencional [2] . . . . . . . . . 2
1.4. Esquema del KeproVt.[3] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5
1.5. Fotografıas del OmniEgg. [5][6] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6
1.6. Esquema de la disposicion de bombas y valvulas en el OmniEgg. [6] . . 6
1.7. Imagenes del SUR . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7
1.8. Fotografıa del AIRIS21. [4] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8
1.9. Imagenes del Robotino. [11] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8
1.10. Equilibrio inestable en un lastre de volumen fijo. . . . . . . . . . . . . . 10
1.11. Sistema de camisa piston para la variacion de la flotabilidad. [9] . . . . 11
2.1. Fuerzas actuantes sobre un cuerpo sumergido y en movimiento. . . . . 13
2.2. Botella con jeringa utilizadas en la comprobacion cualitativa de la ec. 2.6. 16
2.3. Arreglo experimental para la obtencion de imagenes para la comproba-
cion cuantitativa de la ec. 2.6 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17
2.4. Procesamiento del video obtenido. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17
2.5. Datos obtenidos del procesamiento de imagenes. . . . . . . . . . . . . . 18
2.6. Resultados de la simulacion de la ecuacion 2.5. . . . . . . . . . . . . . . 19
2.7. Fuerzas actuantes sobre el piston. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21
2.8. Consecuencias de un centro de masa ubicado debajo del de flotacion. . 22
2.9. Analisis cinematico de un tornillo de potencia. . . . . . . . . . . . . . . 23
2.10. Diagrama de cuerpo libre de un tornillo de potencia bajo una carga F.
[17] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27
2.11. Vista superior de un motor paso a paso sin su carcasa. . . . . . . . . . 29
2.12. Curva tıpica de torque vs. velocidad de un motor paso a paso.[20] . . . 29
2.13. Configuraciones posibles de un motor paso a paso. [21] . . . . . . . . . 30
2.14. Secuencia de pasos para un motor bipolar de dos fases y 90/paso. [21] 31
3.1. Fotografıa del primer prototipo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34
3.2. Esquema de un motor paso a paso de ocho cables. . . . . . . . . . . . . 34
v
Indice de figuras vi
3.3. Esquema de la conexion utilizada en el primer prototipo para el control
y alimentacion del motor. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35
3.4. Tuerca + rueda dentada del primer prototipo. . . . . . . . . . . . . . . 37
3.5. Primer prototipo: Desplazamiento/Vuelta vs. Vueltas. . . . . . . . . . . 39
3.6. Primer prototipo: Fuerza maxima vs. velocidad angular. . . . . . . . . 40
4.1. Fotografıas del segundo prototipo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42
4.2. Esquema 3D realizado en CATIA R© de la disposicion de los componentes
dentro de la caja estanca. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43
4.3. Esquemas de las piezas tapa y caja estanca. . . . . . . . . . . . . . . . 44
4.4. Piston THSL utilizado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45
4.5. Imagenes de la rueda dentada + tuercas utilizada el segundo prototipo. 46
4.6. Esquema de las bancadas impresas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46
4.7. Esquema de conexion de control y de potencia del segundo prototipo. . 47
4.8. Pasacables utilizado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48
4.9. Reduccion de la seccion de los cables utilzados. . . . . . . . . . . . . . 49
4.10. Segundo prototipo: Desplazamiento vs. vueltas. . . . . . . . . . . . . . 50
4.11. Segundo prototipo: Desplazamiento/Vuelta vs. vueltas. . . . . . . . . . 51
4.12. Metodo experimental para medir la fuerza maxima a distintas velocida-
des angulares. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52
4.13. Segundo prototipo: Fuerza maxima vs. velocidad angular. . . . . . . . . 52
4.14. Corriente que atraviesa una de las fases medida mientras el motor gira
a distintas velocidades angulares. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53
4.15. Posibles mecanismos de entrada de agua. . . . . . . . . . . . . . . . . . 54
4.16. Esquema de arreglo experimental para identificar salida de aire. . . . . 55
4.17. Soluciones para evitar la entrada de agua. . . . . . . . . . . . . . . . . 56
4.18. Flotabilidad levemente positiva del UUV. . . . . . . . . . . . . . . . . . 58
4.19. Calibracion del sensor de presion para la medicion de profundidad. . . . 59
4.20. Mallado del conjunto a evaluar en el calculo por elementos finitos. . . . 60
4.21. Condicion de carga y condiciones de contorno utilizados en la simulacion. 61
4.22. Resultados de la simulacion de la prueba hidraulica. . . . . . . . . . . . 62
4.23. Identificacion de la profundidad de colapso. . . . . . . . . . . . . . . . . 63
4.24. Deformaciones en la ultima iteracion de la simulacion de colapso. . . . 64
4.25. Arreglo experimental para pruebas de inmersion. . . . . . . . . . . . . . 66
4.26. Profundidad en funcion del tiempo con ∆h = 0. . . . . . . . . . . . . . 67
4.27. Profundidad en funcion del tiempo con ∆h = hmax. . . . . . . . . . . . 67
4.28. Profundidad en funcion del tiempo con ∆h = −hmax. . . . . . . . . . . 68
4.29. Profundidad en funcion del tiempo, controlando directamente la posicion
del piston. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69
Indice de figuras vii
4.30. Profundidad en funcion del tiempo implementando un lazo cerrado. . . 70
4.31. Flotabilidad neutra: valores experimentales y simulados. . . . . . . . . 71
4.32. Flotabilidad negativa: valores experimentales y simulados. . . . . . . . 72
4.33. Flotabilidad positiva: valores experimentales y simulados. . . . . . . . . 73
4.34. Validacion del modelo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74
A.1. Diagrama de bloques de la simulacion utilizado para la simulacion de la
ecuacion 2.5. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 79
A.2. Diagrama de bloques del subsistema Fuerza de Drag para el calculo del
coeficiente de arrastre segun la ecuacion 2.7. . . . . . . . . . . . . . . . 80
A.3. Ejemplo de datos de entrada del modelo. . . . . . . . . . . . . . . . . . 82
C.1. Primer prototipo: Desplazamiento vs. vueltas. . . . . . . . . . . . . . . 89
C.2. Primer prototipo: Corriente vs. velocidad angular, sin carga anadida. . 90
C.3. Primer prototipo: Corriente vs. fuerza, a 120RPM . . . . . . . . . . . . 91
C.4. Primer prototipo: Potencia suministrada y Eficiencia vs. fuerza, a 120RPM . 92
D.1. Esquema de la conexion del conversor bidireccional. . . . . . . . . . . . 94
D.2. Fotografıa del doble conversor bidireccional construido. . . . . . . . . . 94
E.1. Diagrama del modulo que utiliza el L298. [30] . . . . . . . . . . . . . . 95
E.2. Diagrama de bloques del circuito integrado L298. [22] . . . . . . . . . . 95
Indice de tablas
2.1. Comparacion torques y eficiencias de subida y bajada entre un tornillo
de potencia M8x1,25 y un THSL 8D. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27
4.1. Propiedades de los materiales utilizados en el analisis estructural.[19][27] 60
viii
Resumen
La traslacion en el eje vertical de vehıculos roboticos subacuaticos (UUVs, por
sus siglas en ingles: unmanned underwater vehicles) presenta una oportunidad para
optimizar el diseno de los mismos a los requerimientos que les impone el ambiente
donde funcionan. En particular, en este trabajo se lleva a cabo el diseno conceptual y
el desarrollo de un dispositivo experimental de validacion para un sistema de variacion
de flotabilidad para el control de profundidad de un UUV pensado para la inspeccion
visual de componentes sumergidos en reactores nucleares.
Se disena y construye un prototipo que utiliza un mecanismo de tuerca-husillo para
actuar un piston, controlando la entrada o salida de agua en un lastre de volumen
variable, modificando de esta manera la masa del vehıculo. Se varıa entonces la fuerza
aplicada al mismo, controlando indirectamente su profundidad. Dicha profundidad es
medida con un sensor de presion. Se caracteriza el prototipo construido y se lo somete
a diferentes pruebas experimentales. Se evaluan los resultados de dichos experimentos,
con lo que se concluye que el sistema disenado permite el control de profundidad del
vehıculo.
Palabras clave: LASTRE DE VOLUMEN VARIABLE, CONTROL DE PROFUN-
DIDAD, VEHICULO ROBOTICO SUBACUATICO
ix
Abstract
The translation in the vertical axis of unmanned underwater vehicles (UUVs)
presents an opportunity to improve their design, in order to fulfill the requirements
that are imposed by the environment in which they operate. In particular, this work
carries out the conceptual design and the development of a validation device for a vari-
able buoyancy system to control the depth of an UUV, which is intended to accomplish
visual inspections of submerged objects in nuclear reactors.
A prototype is designed and constructed. It uses a spindle screw in order to move a
piston, controlling the entrance or expulsion of water from a variable ballast, modifying
the mass of the vehicle. Therefore, the applied force on it is varied, indirectly controlling
its depth. Such depth is measured with a pressure sensor. The prototype is then
characterized and tested. Results of those tests are evaluated leading to the conclusion
that the designed system enables the vehicle’s depth control.
Keywords: VARIABLE BALLAST, DEPTH CONTROL, UUV
x
Capıtulo 1
Introduccion
1.1. Inspeccion Visual
La actividad nuclear se encuentra regida por las autoridades regulatorias, que de
manera sistematica exigen el cumplimiento de ciertos protocolos para poder asegurar
el funcionamiento de los reactores nucleares de manera correcta y segura. Entre las
tareas que son requeridas se encuentran los ensayos no destructivos (END) de los com-
ponentes de los reactores. Dichos ensayos tienen la finalidad de informar sobre el estado
de los componentes ensayados sin comprometer su posterior utilizacion, con el fin de
detectar indicios de mal funcionamiento y ası evitar que el reactor opere en condicio-
nes peligrosas. De esta manera, se pueden programar las tareas de mantenimiento de
forma preventiva, evaluando el desempeno e historia de los componentes y pudiendo
programar su reemplazo en caso de ser necesario.
Existen numerosos tipos de END, entre los cuales se encuentran la inspeccion visual,
tintas penetrantes, utrasonido, radiografıas y gammagrafıas, entre otras. La inspeccion
visual es el END que, por su simplicidad y costo, se utiliza en primer instancia para des-
cartar la utilizacion de futuros END mas caros y complejos. Un ejemplo de inspeccion
visual se muestra en la Figura 1.1
Figura 1.1: Ejemplo de inspeccion visual. [1]
1
1.1 Inspeccion Visual 2
En un reactor de agua presurizada, durante la etapa de recambio de combustibles,
la cabeza superior del recipiente de presion es retirada y, luego de extraer los elementos
combustibles gastados, tiene lugar la inspeccion visual. Hoy en dıa se cuenta con una
tecnologıa que consta de un mastil, con una camara disenada para operar en ambientes
de alta radiacion instalada en su extremo. El mastil es sumergido en la pileta del reactor
y se opera el mismo para realizar la inspeccion. La Figura 1.2 muestra dicho dispositivo.
Figura 1.2: Tecnologıa actual para realizar inspecciones visuales. [2]
Teniendo en cuenta las dimensiones normales de los recipientes, se utiliza mastiles de
hasta 18m de largo. Los operarios deben trabajar en simultaneo para manejar el mastil
y ası lograr posicionar y orientar la camara debidamente con el fin de recolectar las
imagenes necesarias para una correcta inspeccion. La Figura 1.3 muestra una operacion
de inspeccion visual en transcurso. Al menos cinco operarios deben trabajar durante
un tiempo considerablemente largo en un ambiente radiactivo, con lo cual reciben una
importante dosis de radiacion. Ademas, la calidad de la inspeccion realizada no es
optima. [3]
Figura 1.3: Inspeccion visual utilizando el metodo convencional [2]
1.1 Inspeccion Visual 3
1.1.1. Utilizacion de vehıculos no tripulados
Se estan llevando a cabo, en distintos centros de desarrollo alrededor del mundo,
diferentes proyectos orientados a mejorar este sistema de inspeccion mediante la utili-
zacion de vehıculos sumergibles no tripulados (UUV por sus siglas en ingles: Unmanned
Underwater Vehicle). Al ser operados de manera remota, la utilizacion de los mismos
significa la disminucion de la dosis de los operarios asignados con la tarea de la inspec-
cion visual [4]. La inspeccion del reactor con UUVs significarıa tambien una reduccion
en el tiempo requerido para la realizacion de la misma tarea que con el sistema cama-
ra+mastil, pudiendose reducir hasta su mitad [3]. Ademas, al ser compactos, los UUVs
tambien tendrıan la ventaja de poder acceder a lugares que, dada la geometrıa de los
reactores, son imposibles de acceder mediante un mastil.
1.1.2. Requerimientos
Los UUVs de interes deben poder operar en el interior de un reactor nuclear. Las
condiciones de operacion son entonces diferentes de las de UUVs utilizados en inves-
tigacion oceanica o en inspeccion de sistemas sumergidos tales como plataformas de
extraccion de petroleo, cableados, gasosductos, oleoductos, generadores eolicos offshore,
etc.. Esto repercute en los requerimientos exigidos en cada caso.
Entre los requerimientos para este tipo de aplicacion nuclear se encuentran el ta-
mano compacto, la precision de sus movimientos, la autonomıa, su manejo remoto e
inalambrico y su blindaje.
El tamano compacto esta relacionado con la geometrıa de los reactores: el tamano
debe ser tal que la inspeccion visual sea posible en todos los componentes que se deseen
revisar. El desplazamiento esquivando diferentes obstaculos no debe representar un
impedimento para el correcto desarrollo de las tareas de inspeccion.
Los movimientos deben ser de una precision tal que permita al operario llevar
al UUV a la posicion deseada. Una vez en la posicion deseada, la estabilidad de la
posicion del UUV es un requisito para poder obtener imagenes claras y poder realizar
una inspeccion visual de la calidad necesaria.
El manejo remoto de los vehıculos significa una de las mas importantes ventajas por
sobre la tecnologıa de inspeccion actual y esta ventaja no debe verse comprometida
en el diseno. Debido a que los operarios se encuentran alejados de la zona de alta
radiacion, se puede disminuir la dosis recibida por el personal. La utilizacion de cables
para abastecer el consumo de energıa y la comunicacion no es recomendado ya que los
mismos pueden entorpecer el libre desplazamiento del vehıculo por el reactor, corriendo
el riesgo de enredarse con distintos objetos dentro del mismo.
La autonomıa debe permitir una inspeccion del reactor de manera completa, asegu-
rando que el mismo no sera interrumpido por la falta de energıa. De este requerimiento
1.2 Motivacion del Proyecto 4
nace la necesidad de la utilizacion de sistemas que permitan la movilidad del vehıculo
pero que al mismo tiempo representen un consumo bajo de energıa para hacerlo.
Un requerimiento que no debe ser pasado por alto es asegurar que todos los com-
ponentes que puedan ser danados por la presencia de agua sean protegidos de manera
acorde. Los mismos deben estar protegidos del contacto con el agua, o de la presencia de
alta humedad, ya sea ubicandolos en un compartimento estanco o impermeabilizando-
los.
1.2. Motivacion del Proyecto
Dado que la eleccion de los sistemas de movilidad del vehıculo repercute de manera
significativa en el cumplimiento de los requerimientos anteriormente mencionados, la
misma debe ser realizada de manera cuidada y estudiada. Existen distintas alternativas
a la hora de desarrollar sistemas de movilidad para UUVs, los cuales deben cumplir
requerimientos similares: deben tener un tamano reducido para contribuir de la menor
manera posible al tamano total del vehıculo, los sistemas deben asegurar una manio-
brabilidad adecuada y, por sobre todo, no deben representar un consumo excesivo de
energıa.
Este Proyecto Integrador (PI) se centrara en el diseno conceptual, desarrollo y
prueba de un sistema de flotabilidad para permitir el control de profundidad de un
vehıculo subacuatico. El motivo es que la traslacion en el eje vertical presenta una
oportunidad para optimizar el diseno de los UUVs que tienen como finalidad realizar
inspecciones visuales de componentes bajo agua en reactores nucleares. Un sistema de
flotabilidad variable puede proveer al vehıculo un sistema de propulsion que cumple
con los requisitos anteriormente mencionados, requiriendo un bajo consumo de energıa.
La finalidad ultima de este PI es la comprobacion del diseno conceptual propuesto,
a traves de la construccion de un prototipo. Tambien se busca verificar la viabilidad
de implementar el mecanismo seleccionado para controlar de manera indirecta la pro-
fundidad del UUV. Al mismo tiempo se debe asegurar la estanqueidad del diseno para
proteger componentes electricos y electronicos.
El desarrollo de este PI tiene lugar en el Laboratorio de Ingenierıas del Instituto
Balseiro, donde se llevan a cabo las distintas etapas de diseno, construccion y ca-
racterizacion necesarias para este PI. Se cuenta durante el transcurso de este, con el
asesoramiento de los grupos Division Nuevos Materiales y Dispositivos (NuMaDi) y
Robotica del CAREM.
1.3 Alternativas existentes 5
1.3. Alternativas existentes
Es necesaria una investigacion de la bibliografıa existente pertinente al tema para
evaluar distintas soluciones propuestas por diferentes grupos de trabajo y, luego de
esta investigacion, juzgar mediante la comparacion entre las alternativas cual es la mas
atractiva para este proyecto.
Como se ha mencionado previamente, existen distintos desarrollos de UUV que
atacan problemas similares. Se describen a continuacion las estrategias que utilizan
algunos de los UUVs que se pueden encontrar luego de la busqueda bibliografica llevada
a cabo. Si bien solamente dos de ellos son disenados para desarrollar tareas dentro de
un ambiente nuclear, el conocimiento de las soluciones implementadas en todos ellos
pueden resultar de interes y utilidad para el desarrollo de este PI.
1.3.1. Helices
El proyecto llevado a cabo por el Korea Electric Power Reaserch Intitute tiene
como proposito la inspeccion visual de reactores, es por eso que sus requerimientos son
similares a los que se tienen en cuenta en este PI.
Figura 1.4: Esquema del KeproVt.[3]
El UUV posee cuatro propulsores a helice, dos verticales y dos horizontales, con los
que logra cuatro grados de libertad. Para el posicionamiento vertical son utilizados los
propulsores verticales.
La implementacion del robot en un reactor de agua presurizada comercial es alen-
tadora ya que se logra una inspeccion de calidad en la mitad de tiempo y utilizando
dos en vez de cinco operarios como es requerido en la inspeccion manual convencional.
[3]
1.3 Alternativas existentes 6
1.3.2. Jets de agua + valvulas
En el Massachusetts Institute of Technology se lleva a cabo el desarrollo de un
prototipo con el objetivo de superar dos retos: disenar el UUV para que posea una
forma suave y sea robusto, con el fin de reducir las chances de danos al interactuar con
el ambiente [5] y, disenar un sistema de propulsion para que el UUV sea facilmente
maniobrable en multiples direcciones, a bajas velocidades y en ambientes confinados
[6]. La solucion que se plantea es el Omni-Egg.
Figura 1.5: Fotografıas del OmniEgg. [5][6]
Para translaciones en el plano, este desarrollo utiliza cuatro jets de agua orientados
en forma de diamante utilizando solamente dos bombas bidireccionales y dos valvulas.
En cuanto a la traslacion en el eje vertical utiliza dos bombas cuyas salidas se encuen-
tran orientadas a 180 [6]. Se muestra en la Figura 1.6 el esquema de la disposicion de
bombas y valvulas dentro del dispositivo.
Figura 1.6: Esquema de la disposicion de bombas y valvulas en el OmniEgg. [6]
Como se observa en la Figura anterior, las bombas A y B, sirven para los movimien-
tos en el plano XY ; mientras que las bombas C y D son las que regulan la traslacion
en el eje vertical (normal al plano de la hoja).
1.3 Alternativas existentes 7
1.3.3. Variacion de flotabilidad
Investigadores japoneses desarrollan en el proyecto SUR (Spherical Underwater
Robot) [7] un robot subacuatico partiendo de un diseno esferico y con simetrıa en el
eje z, con la intencion de instalar todos los componentes dentro de la cascara esferica
para proteger a los mismos. Para el movimiento en el plano, deciden utilizar una sistema
de propulsion de jets de agua acoplados a servo motores para direccionar la salida de
los mismos [8]. Luego de varios desarrollos y evaluaciones deciden utilizar un sistema de
lastre de volumen variable para el movimiento en el eje vertical [9]. El mismo permite
la variacion de la flotabilidad del robot, compensando variaciones en la densidad del
agua como ası tambien permitiendo el control de la profundidad.
(a) Prototipo esquematizado. [9] (b) Prototipo construido. [10]
Figura 1.7: Imagenes del SUR
1.3.4. Succion + ruedas
Para suplir la necesidad de un sistema confiable, con una amplia cobertura de
inspeccion y a un costo optimizado, se desarrolla el AIRIS 21 (Advanced Inspection
System for Reactor Pressure Vessel and Internals)[4], un robot que difiere en su funcio-
namiento con los proyectos mencionados anteriormente. El robot navega hacia el area
a inspeccionar y se pega a la pared del recipiente utilizando dos propulsores a helices,
creando una succion y permitiendo el desplazamiento sobre la pared del recipiente uti-
lizando traccion en dos ruedas conductoras. En el frente del robot se ubica un brazo
que puede posicionarse en forma perpendicular al robot y que contiene el escaner para
la inspeccion.
1.3 Alternativas existentes 8
Figura 1.8: Fotografıa del AIRIS21. [4]
1.3.5. Jets de agua + servomotores
Robotino es el resultado del trabajo del Ing. Matıas Robador durante su PI en el
Instituto Balseiro [11]. En el mismo se lleva a cabo el diseno conceptual de un modulo
robotico de inspeccion para ambientes subacuaticos. Se utiliza un sistema de propulsion
que permita los movimientos deseados. Se construye un prototipo del robot con el cual
se llevan a cabo distintas pruebas experimentales, verificando cualitativamente el diseno
planteado y comprobando la vialidad del proyecto.
Figura 1.9: Imagenes del Robotino. [11]
El sistema de propulsion se basa en la propulsion mediante jets de agua cuya salida
se encuentra direccionada por servomotores, mediante un mecanismo de giro tipo pinon-
corona. En este proyecto el desplazamiento en la direccion vertical se logra apuntando
las salidas de los jets hacia la superficie aunque se plantea la necesidad de desarrollar
un sistema de control de profundidad alternativo.
En este PI [11] se encuentra un capıtulo entero dedicado a una discusion mas
extensa y rica sobre la actualidad de los UUV, tanto como para inspecciones visuales
en ambientes nucleares como para otras aplicaciones.
1.4 Evaluacion de la bibliografıa 9
1.4. Evaluacion de la bibliografıa
Siendo este un problema de diseno, existen multiples soluciones al mismo. Los
sistemas de movilidad presentados tienen ventajas y desventajas unos sobre otros, de tal
manera que la eleccion por un diseno unico constituye un compromiso entre las mismas.
Segun la referencia [6], los vehıculos propulsados por helices proveen una eficiencia y
velocidad superior pero tener propulsores en el exterior representa un riesgo debido
a la posibilidad de colisiones con el ambiente. Los sistemas basados en jets de agua
son una gran alternativa para la obtencion de movimientos en ambientes confinados,
manteniendo a los sistemas dentro del UUV [5]. Dichos sistemas pueden utilizarse
para brindar al UUV el control sobre ciertos grados de libertad, como la orientacion
y traslacion en el plano XY . Pueden coexistir con un sistema de lastre de volumen
variable, que se encargue exclusivamente del control de profundidad, ya que este ultimo
presenta un consumo menor de energıa en los desplazamientos verticales. Como se
ve en el control de profundidad del Robotino [11], basado en un sistema de jets de
agua, mantener una flotabilidad neutra requiere tener encendidas en todo momento las
bombas que proporcionan dichos jets. Esto representa un mayor consumo de energıa
electrica que el sistema de lastre variable, en el cual se logra una flotabilidad neutra sin
necesidad de mantener los actuadores activos. La utilizacion de sistemas basados en
lastres variables para los desplazamientos verticales significa una mayor eficiencia. Esto
es debido a que los actuadores no deben estar activos durante todo el desplazamiento,
siendo requeridos solamente cuando se desea variar la flotabilidad. Una vez que se
mantiene una flotabilidad deseada, la velocidad del vehıculo permanece distinta de la
nula, como se explica en el siguiente capıtulo.
Por lo mencionado anteriormente, se prefiere utilizar un sistema de flotabilidad va-
riable para realizar los movimientos verticales del UUV.
Los sistemas de variacion de flotabilidad pueden ser clasificados en dos grandes
grupos por el tipo de lastre que utilizan: lastre de volumen fijo y lastre de volumen
variable.
El lastre de volumen fijo es un espacio de volumen definido que es llenado con agua
en distintos porcentajes para controlar la flotabilidad del vehıculo. Al ser el volumen
fijo, si el agua no ocupa la totalidad del volumen, habra un volumen ocupado por aire.
Esta condicion hace que el agua pueda moverse de manera libre por el lastre como
se ilustra en la Figura 1.10a. Este movimiento puede alterar el centro de masa del
UUV como se esquematiza en las Figuras 1.10b y 1.10c, lo que crearıa una situacion
no deseada [12]. En las Figuras 1.10b y 1.10c, CM es el centro de masa y CF el de
flotabilidad.
Un lastre de volumen variable separa el aire del agua, de forma tal que al variar su
1.4 Evaluacion de la bibliografıa 10
(a) Movimiento del agua dentro dellastre fijo.
(b) Lastre en equilibrio inestable. (c) Torque creado.
Figura 1.10: Equilibrio inestable en un lastre de volumen fijo.
volumen, siempre ocupa la totalidad del lastre con agua, evitando este problema. Es
por ello que se explora en detalle esta ultima alternativa.
A su vez, dentro de la opcion de utilizar un lastre de volumen variable como sistema
de variacion de flotabilidad para el control de profundidad existen diferentes alterna-
tivas para variar dicho volumen, entre las cuales se encuentran: compresion de gas,
bombas y motor-tornillo de potencia. [9]
La implementacion de un sistema de compresion de gas para manejar el flujo de
agua en los lastres es raro de encontrar en UUV de tamanos reducidos. Se utiliza
comunmente en submarinos o UUV de gran tamano. Debido a la dificultad del control
exacto de la valvula, el sistema es utilizado normalmente para maniobras gruesas,
dejando el control fino a sistemas tipo camisa-piston. [9]
Uno de los sistemas mas baratos y simples es el basado en membranas de goma.
Utilizando bombas peristalticas, se llena con aire las bolsas de goma lo que incrementa
el volumen del sistema, resultando en una mayor fuerza boyante. La utilizacion de este
mecanismo significa un control poco preciso del flujo de agua y un mayor tiempo de
inundacion. [9]
Un piston acoplado en un extremo de un tornillo de potencia es accionado por un
motor y, al realizar su recorrido dentro de una camisa, desplaza agua hacia dentro o
afuera de la misma. Ası, cuando el motor gira en un cierto sentido, una cierta cantidad
de agua entra, aumentando la masa del UUV. Si gira en sentido contrario, una cierta
cantidad de agua sale, disminuyendo la masa. Mediante el control de la masa del UUV
se logra un control sobre la sumatoria de fuerzas sobre el mismo y, variando esta, se
controla la profundidad del mismo.
1.5 Organizacion del texto 11
Figura 1.11: Sistema de camisa piston para la variacion de la flotabilidad. [9]
Teniendo en cuenta las ventajas y desventajas de las opciones estudiadas, se decide
descartar la opcion del gas comprimido debido a la limitacion de espacio disponible
dentro del UUV. La carencia de precision en el movimiento utilizando bombas y mem-
branas de goma lleva a descartar este sistema. Por lo tanto, se opta por la alternativa
motor-tornillo de potencia.
1.5. Organizacion del texto
Para facilitar la lectura de este trabajo, se describe a continuacion la organizacion
del mismo. La escritura se divide en cinco capıtulos.
En el primer capıtulo se introduce el problema a resolver y su contexto, se estudian
soluciones ya implementadas en otros desarrollos y, luego de una evaluacion de las
alternativas existentes se decide utilizar un lastre de volumen variable actuado por un
tornillo de potencia.
En el segundo capıtulo se describe el modelo teorico sobre el cual se basa el diseno
y se realiza una primera comprobacion cualitativa del mismo. Se introduce la simula-
cion del modelo teorico a traves de la herramienta Simulink R©. Se explica tambien el
funcionamiento del sistema de lastre de volumen variable y como se implementara el
mismo. Se determinan variables de diseno y se dimensionan componentes del sistema.
En el tercer capıtulo se detalla el diseno, construccion y caracterizacion de un
prototipo que tiene la finalidad de comprobar el funcionamiento de un sistema de
lastre variable fuera del agua.
Con lo aprendido en el primer prototipo se procede al diseno y construccion de
un segundo prototipo, los cuales se encuentran en el cuarto capıtulo. En este capıtulo
se encuentra tambien una descripcion de la caracterizacion del segundo prototipo. Se
realiza un analisis estructural simplificado de algunos de los componentes. Por ultimo
se somete el prototipo construido a diferentes pruebas con las que se verifica la base
de diseno. Se implementa una primera aproximacion a un lazo cerrado de control de
1.5 Organizacion del texto 12
profundidad. Con los resultados de las pruebas se realiza una comparacion entre el
comportamiento observado en experiencias con el comportamiento simulado a traves
del modelo teorico.
En el quinto capıtulo se encuentran las conclusiones del PI, con la mencion de as-
pectos no incluidos en este PI que son atractivos para llevar a cabo en futuros trabajos.
En el anexo F se encuentra un listado de las actividades realizadas durante el
PI junto a una breve descripcion de las mismas, clasificandolas por tipo de tarea e
informando la cantidad de horas asignadas para cada una de ellas.
Capıtulo 2
Diseno Conceptual
2.1. Objeto sumergido en un fluido
2.1.1. Modelo teorico
Para comprender el sistema de variacion de flotabilidad y como este facilita al UUV
su control de profundidad, se encuentra a continuacion una descripcion del modelo fısico
del problema. Tambien se estudia como la fısica del modelo repercute en el diseno del
sistema a implementar.
Las fuerzas actuantes sobre un cuerpo sumergido y en movimiento dentro de un
fluido pueden verse en la Figura 2.1.
Figura 2.1: Fuerzas actuantes sobre un cuerpo sumergido y en movimiento.
Donde:
P = mosg es el peso
FB = ρVosg es la fuerza boyante
13
2.1 Objeto sumergido en un fluido 14
FD = 12CDAosρ|v|2 es la fuerza de arrastre [13]
mos es la masa del objeto sumergido
ma es la masa de fluido agregada
g es la aceleracion gravitatoria
ρ es la densidad del fluido
Vos es el volumen del objeto sumergido, que se considera constante, es decir
indeformable
Aos es el area proyectada del objeto sumergido
v y a son la velocidad y aceleracion del cuerpo sumergido en movimiento, y
CD es el coeficiente de arrastre.
Partiendo de la segunda ley de Newton se tiene:
(mos +ma)a = P − FB − FD (2.1)
Al acelerarse el objeto, se acelera tambien una masa de agua a su alrededor, conocida
como masa agregada. Si el objeto sumergido es una esfera de diametro Dos, la masa
agregada se calcula como indica la referencia [14].
ma =1
12ρπDos
3 (2.2)
Como se menciona en la seccion 1.4, se decide desarrollar un control de la profun-
didad de un objeto sumergido, mediante una variacion de su masa. Por lo tanto, se
considera la masa del objeto sumergido como una suma de masas (mos = me + ∆m),
siendo ∆m la variacion de masa y de manera tal que la masa equilibrio, me, corres-
ponde con la masa de agua desplazada por el volumen del objeto. Dicha condicion se
obtiene despejando de la ecuacion 2.1, suponiendo ∆m = 0 y condiciones de aceleracion
y velocidad nula (a = 0 y v = 0 => FD = 0).
me = ρVos (2.3)
Cabe aclarar que se utiliza un sistema de coordenadas con origen en la superficie del
fluido y direccion positiva hacia las profundidades del mismo tal como se muestra en
la Figura 2.1. En cuanto a la convencion de signos para ∆m, se utiliza una convencion
en la cual un aumento de masa del objeto significa un ∆m positivo.
2.1 Objeto sumergido en un fluido 15
Sustituyendo en la ecuacion 2.4 [12]
(me + ∆m+ma)a = (me + ∆m)g − ρVosg −1
2CDAosρv|v| (2.4)
Se reemplaza la ecuacion 2.3 en la ecuacion 2.4 y se despeja la aceleracion, dando
a =∆mg − 1
2CDAosρv|v|
me + ∆m+ma
(2.5)
De esta ultima ecuacion puede observarse que, partiendo desde el reposo (v = 0) y
con una dada ∆m, que se mantiene constante en el tiempo, la aceleracion tendra un
valor maximo en el instante inicial. En el transitorio, esta aceleracion ira disminuyendo
a medida que la velocidad aumente, hasta que esta sea tal que la aceleracion converja
a un valor nulo, en el estacionario. A esta velocidad se la conoce como velocidad lımite
o terminal y puede ser despejada de la ecuacion 2.5 suponiendo una aceleracion nula.
vterminal = signo(∆m)
√2∆mg
CDAosρ(2.6)
De 2.6 puede verse que, con una variacion en la masa del UUV puede controlarse
la velocidad terminal del mismo.
Resumiendo: Si se tiene un UUV con una masa equilibrio me que equivale de manera
exacta a la masa de agua desplazada por el mismo, el hecho de incrementar o disminuir
∆m - mediante un sistema que se discutira en la seccion 2.2 – repercute en la aceleracion
del vehıculo, tanto en sentido como en magnitud. Si el vehıculo se encuentra quieto
inicialmente (v = 0), ∆m positiva significa que la fuerza del peso sea mayor que la
fuerza de empuje, acelerando al mismo en sentido de z positivos hasta que se alcance una
velocidad terminal dada por 2.6 (o hasta colisionar contra algun objeto, por ejemplo, el
fondo del recipiente). Analogamente, si se tiene ∆m negativa, el peso sera menor que el
empuje y el vehıculo se acelerara hacia la superficie, alcanzando la velocidad terminal
correspondiente, o hasta emerger del fluido.
2.1.2. Comprobacion experimental cualitativa
Con el fin de comprobar cualitativamente la validez del modelo teorico se lleva a
cabo el siguiente experimento en las instancias iniciales del PI. Consiste en sumergir
un objeto de volumen conocido y cuyo peso se puede variar ingresando o expulsando
agua del mismo. Segun se muestra en la Figura 2.2, dicho objeto consta de una botella
de plastico a la cual se le adiciona una jeringa en la tapa. Colocando tuercas en su
interior, se busca lograr que me cumpla con la ecuacion 2.3, estando la jeringa a mitad
de su recorrido. Al empujar el embolo de la jeringa hacia el interior de la botella, se
inunda el interior de la jeringa, hasta el sello de goma que separa el agua del aire del
2.1 Objeto sumergido en un fluido 16
interior de la botella. De manera analoga se expulsa agua del interior de la jeringa al
tirar del embolo. Modificando ∆m, se observa el comportamiento del objeto cuando
es sumergido. Por medio de esta primera experiencia se comprueba la validez de la
ecuacion 2.6 de manera cualitativa, observando que el sentido de la velocidad depende
del signo del ∆m.
Figura 2.2: Botella con jeringa utilizadas en la comprobacion cualitativa de la ec. 2.6.
Con el objetivo de comprobar de manera cuantitativa la validez de la ecuacion
2.6, se realiza una experiencia en la que el objeto es filmado (arreglo experimental
esquematizado en la Figura 2.3) y, mediante el procesamiento de imagenes utilizando
el software Tracker Video Analysis and Modeling Tool R© se miden las posiciones que
ocupa el objeto a distintos tiempos. Un ejemplo del procesamiento se muestra en la
Figura 2.4, en el mismo se corrige el paralaje y se ubica, cuadro a cuadro, la posicion
de la botella. Conociendo la posicion y el tiempo se calcula la velocidad instantanea
del mismo.
Dadas las restricciones geometricas del arreglo experimental el objeto no alcanza la
velocidad terminal antes de chocar con el fondo del recipiente y no se puede determinar
cuantitativamente la validez de la ecuacion 2.6, como se ve en la Figura 2.5. En la misma
se grafican los datos calculados de la velocidad y se muestra la velocidad terminal
calculada con la ecuacion 2.6.
Esta primera experiencia permite comprobar, de manera cualitativa, la validez de
la ecuacion 2.6 observando que el sentido de la velocidad depende del signo del ∆m.
Conociendo este resultado se continua el diseno del sistema. Sin embargo, no se puede
determinar la validez del modelo teorico de manera cuantitativa.
2.1 Objeto sumergido en un fluido 17
Figura 2.3: Arreglo experimental para la obtencion de imagenes para la comprobacion cuan-titativa de la ec. 2.6 .
Figura 2.4: Procesamiento del video obtenido.
2.1.3. Modelo en Simulink R©
Partiendo de la ecuacion 2.5, se programa un diagrama de bloques en Simulink R©.
El objetivo es contar con una herramienta para contrastar el comportamiento predicho
por el modelo teorico con el comportamiento medido en pruebas experimentales. Mas
adelante, en la seccion 4.4.4, se ajusta el modelo para que el mismo sea representativo
de la realidad. Contar con un modelo valido permite utilizarlo para poder progra-
mar controladores, cuya implemetacion logre cumplir en la practica con los requisitos
estipulados. Tambien se puede utilizar para simular, a grandes rasgos, UUVs de dife-
rentes caracterısticas, sin la necesidad de construir prototipos de los mismos para las
instancias iniciales de desarrollo.
2.1 Objeto sumergido en un fluido 18
Figura 2.5: Datos obtenidos del procesamiento de imagenes.
El diagrama de bloques se encuentra en el Anexo A. Para la aproximacion del
coeficiente de arrastre (CD) para un cuerpo esferico sumergido se utiliza una correlacion
dada por la referencia [15].
CD =24
Re+
2, 6(Re5,0
)
1 + (Re5,0
)1,52+
0, 411( Re2,63×105
)−7,94
1 + ( Re2,63×105
)−8,00+
0,25( Re106
)
1 + ( Re106
)(2.7)
donde Re es el numero de Reynolds. Se calcula como Re = ρDosvµ
, donde µ es el
coeficiente de viscosidad dinamica, ρ es la densidad del agua, Dos es el diametro del
objeto sumergido y v la velocidad del mismo.
En la Figura 2.6 se pueden observar las variables aceleracion, velocidad y profundi-
dad en funcion del tiempo, resultados de la simulacion. En dicha simulacion el vehıculo
parte del reposo (v = 0) desde la superficie del fluido (z = 0) y se le anade una cierta
masa ∆m al mismo de manera instantanea en el tiempo t = 0. Es decir, se le da un
escalon de entrada al sistema. Los parametros de la simulacion se pueden consultar en
el codigo utilizado, el cual se encuentra en el Anexo A.
Con los mismos parametros se calcula la velocidad terminal segun 2.6, obteniendo
una vtermialcalculada = 17, 3 cms
. En esta ultima ecuacion se toma un valor de coeficiente
de arrastre correspondiente a la velocidad terminal, CD = 0, 4 [16]. Se puede observar
en la Figura 2.6b que la velocidad terminal obtenida con la simulacion corresponde con
la obtenida segun la ecuacion 2.6.
El comportamiento de la aceleracion en funcion del tiempo visto en la Figura 2.6a
coincide con lo explicado en la seccion 2.1.1; la aceleracion es maxima en el instante
2.1 Objeto sumergido en un fluido 19
(a) Aceleracion en funcion del tiempo, simulacion.
(b) Velocidad en funcion del tiempo, simulacion.
(c) Profundidad en funcion del tiempo, simulacion.
Figura 2.6: Resultados de la simulacion de la ecuacion 2.5.
2.2 Lastre de volumen variable 20
inicial, decreciendo a medida que aumenta la velocidad. Fıjese tambien que el momento
en el que el valor de la velocidad es cercano a su maximo, es decir el valor de la velocidad
terminal, la aceleracion tiene un valor cercano al nulo. En este grafico tambien se puede
apreciar que, dada una cierta ∆m en un instante inicial, la velocidad del mismo sigue
siendo positiva a pesar que el ˙∆m sea nulo. Por ende, la profundidad del objeto sigue
aumentando mientras que el consumo de potencia necesario para modificar el ∆m
solamente fue requerido en el instante inicial.
Mas adelante, en la seccion 4.4.4 , se comparan los resultados de la simulacion con
las mediciones obtenidas en pruebas experimentales.
2.2. Lastre de volumen variable
Como se discute en la seccion 1.4, existen diferentes mecanismos mediante los cuales
es posible variar la flotabilidad de un vehıculo sumergido. En dicha seccion se determina,
mediante analisis de la bibliografıa, utilizar un sistema de camisa piston para poder
ingresar o expulsar agua del vehıculo de manera de controlar con ello la profundidad
del mismo.
2.2.1. Descripcion del sistema
En la Figura 2.7 se esquematiza un mecanismo de lastre variable y las fuerzas
actuantes sobre el piston, donde F es la fuerza que tiene que vencer el tornillo para que
el piston se mueva, Plv es el peso del lastre, Fh es la fuerza hidrostatica, Fp es la fuerza
debida a la compresion o expansion del aire dentro de la camara seca, Pa es la presion
atmosferica, Pi es la presion dentro de la camara seca, z es la profundidad del vehıculo,
h es el recorrido del piston, ∆h es la altura del piston medida desde el la mitad del
recorrido, ωm es la velocidad angular del motor, Tm es su torque y Pm es su potencia.
Se puede ver que un desplazamiento del piston significa una variacion de la masa
∆m dado por
∆m = ∆hAlvρ, (2.8)
siendo Alv el area del lastre variable, es decir el area de la camisa. Se considera que
∆h = 0 corresponde al piston ubicado en la mitad de la carrera y que ∆h positivo
significa un aumento en la cantidad de agua en el lastre.
Para cambiar ∆h se utiliza un motor electrico a cuyo eje se encuentra acoplado
una primera rueda dentada(r1). Se propone una transmision simple por medio de dos
ruedas dentadas. La segunda rueda dentada (r2) forma un mecanismo tuerca-husillo
junto con el tornillo de potencia que la atraviesa, el cual se encuentra solidario con
el piston. A la segunda rueda dentada se le permite su rotacion y se le restringe su
desplazamiento axial. El tornillo de potencia logra su desplazamiento axial, si es que se
2.2 Lastre de volumen variable 21
Figura 2.7: Fuerzas actuantes sobre el piston.
impide su rotacion. Al ser solidario con el piston, un desplazamiento axial del tornillo
corresponde a un desplazamiento axial de igual magnitud del piston, por lo tanto a un
determinado ∆h y, segun 2.8, a un determinado ∆m.
2.2.2. Centro de masa
Durante el diseno y construccion de un prototipo debe tenerse en cuenta la distri-
bucion de los pesos. Para un correcto funcionamiento del vehıculo dentro del agua, es
necesario contar con un UUV estable. Se requiere entonces, que las direcciones de los
ejes principales del sistema no cambien en el tiempo. Para lograr lo anterior, el ingreso
y egreso de agua al lastre no debe implicar un desplazamiento del centro de masa en
cualquier otra direccion que no sea la vertical. De suceder esto, cuando se accione el
sistema de control de profundidad, se dificultarıa la obtencion de imagenes de calidad
para una correcta inspeccion visual. Dada la forma cilındrica del lastre a utilizar, se
debe lograr que el centro de masa quede alineado con el eje del cilindro. Esta es la
posicion en la cual el vehıculo deberıa encontrarse el UUV para realizar la inspeccion
visual.
Por otro lado, el centro de masa debe ubicarse por debajo del centro de flotacion.
Esto tiene como consecuencia que dada una perturbacion en la posicion angular del
vehıculo en cualquier plano que contiene al eje vertical, se cree un momento restituyente
2.2 Lastre de volumen variable 22
que estabiliza al mismo. Dicho fenomeno se ilustra en la Figura 2.8, en la cual CF es
el centro de flotabilidad, CM es el centro de masa, FB es la fuerza boyante, FG es el
peso, x, y, z son el eje de coordenadas del sistema y x′, y′, z′ son los ejes principales del
UUV.
(a) Objeto en equilibrio (“derecho”). (b) Torque restituyente.
Figura 2.8: Consecuencias de un centro de masa ubicado debajo del de flotacion.
2.2.3. Analisis cinematico
El funcionamiento de un tornillo de potencia se puede encontrar explicado en dis-
tintas fuentes como [17] y [18]. El analisis que normalmente se lleva a cabo en dichas
explicaciones es considerar al tornillo rotando y restringido en su desplazamiento axial,
con su correspondiente tuerca restringida en su rotacion, de manera que el movimiento
axial lo tendrıa esta ultima. Como se detalla en la seccion 2.2.1, las condiciones en el
sistema utilizado son las opuestas, aunque el razonamiento es, en su esencia, el mismo.
En la Figura 2.9 se encuentra esquematizado un tornillo de potencia, donde l es
el avance por revolucion , ωt es la velocidad angular de la tuerca, y ∆h el cambio en
posicion del tornillo.
Un cambio en posicion ∆h ocurre en un tiempo ∆t si la tuerca esta rotando a una
velocidad ωt y estan relacionados de la siguiente manera:
∆h
∆t=
l
2πωt (2.9)
Como se muestra en la Figura 2.9 la tuerca se encuentra dentro de una rueda
dentada r2. De esta manera, sus velocidades angulares son identicas si es que se la
2.2 Lastre de volumen variable 23
Figura 2.9: Analisis cinematico de un tornillo de potencia.
considera como cuerpo rıgido (ωt = ωr2). Esta rueda dentada conforma un engranaje
con la rueda dentada r1, coincidente con el eje del motor, de manera que se cumple
ωr1Nr1 = ωr2Nr2, siendo Nr1 y Nr2 la cantidad de dientes de r1 y r2 respectivamente.
Como ωr1 = ωm, reemplazando en la ecuacion 2.9, se tiene
h =l
2π
Nr1
Nr2
ωm (2.10)
o, si la velocidad del rotacion del motor ωm se expresa en RPM,
h =l
60
Nr1
Nr2
ωm (2.11)
La constante que relaciona la velocidad axial (en mms
) del tornillo, y por ende del
piston, con la velocidad angular del motor (en RPM) se denomina kt = l60Nr1
Nr2, con l en
mm.
2.2.4. Fuerza que ejerce el tornillo
Un analisis de las fuerzas es necesario para calcular el torque necesario en el motor.
Para comenzar se debe encontrar la fuerza que debe hacer el tornillo para desplazar
el piston. En la Figura 2.7 se ven las fuerzas actuantes sobre el piston. F es la fuerza
que tiene que vencer el tornillo para que el piston se mueva. Es la resultante entre
el peso del lastre (Plv), la fuerza que es debida a la compresion o expansion del aire
dentro de la camara seca (Fp) y la fuerza hidrostatica (Fh). Esta ultima depende de la
profundidad z a la que se encuentra el vehıculo (medida desde la superficie del fluido,
2.2 Lastre de volumen variable 24
como se muestra en la Figura 2.7) y del area del lastre. A estas fuerzas hay que agregarle
la friccion que tiene el piston con las paredes de la camisa (Ff ) que sera cuantificada
luego de construido el prototipo, aunque a una primera instancia se la puede suponer
proporcional al perımetro de contacto.
F = Plv + Fh − Fp + Ff (2.12)
Plv = Ppist + ∆P
Fh = ρgzAlv
Fp = (Pi − Pa)AlvFf ∝ Dlv
(2.13)
La fuerza del peso del lastre se compone por un peso correspondiente al piston
propiamente dicho (Ppist) y por un peso correspondiente a la cantidad de agua que
entra en el lastre (∆P ). Este ultimo esta relacionado con ∆h segun ∆P = ∆hAlvρg.
Teniendo en cuenta que la presion dentro del vehıculo estara relacionada con la
posicion del piston (∆V = ∆hAlv), y suponiendo que el proceso es isotermico, se
puede ver que la presion interna estara dada por la Ecuacion 2.14.
PaVi = Pi(Vi −∆V )
Pi = PaViVi−∆V
Pi = PaViVi−∆hAlv
(2.14)
Se puede reemplazar lo anterior en la Ecuacion 2.12 dando
F = Ppist + ∆hAlvρg + ρgzAlv − PaAlv∆hAlv
Vi −∆hAlv+ kfriccDlv (2.15)
Realizando una estimacion de los valores que pueden tomar los terminos de la
ecuacion 2.15, se pueden despreciar algunos de ellos con respecto al termino de la Fh, si
es que se considera que el vehıculo se encuentra en la profundidad maxima de diseno. Se
puede ver en la ecuacion 2.14 que si la variacion de volumen es despreciable con respecto
al volumen inicial, la presion interna del UUV sera aproximadamente la atmosferica
en todo momento. Por lo tanto, la contribucion de Fp resulta despreciable frente al
termino correspondiente a Fh. Esto es comprobado luego de disenado el dispositivo,
definidos los parametros y realizados los calculos correspondientes. Se comprueba que
la contribucion de Plv tambien resulta despreciable. Es por esto que la ecuacion 2.15
puede ser aproximada a
F ≈ ρgzπ
4D2lv + kfriccDlv (2.16)
2.2 Lastre de volumen variable 25
2.2.5. Determinacion de variables de diseno
Una vez que se tiene una me que compense la fuerza boyante, la velocidad terminal
dependera de la forma del objeto (CD), del area proyectada del mismo (Aos) y del ∆m,
tal como indica la ecuacion 2.6. Se consideran geometrıas presentadas en el diseno del
Robotino [11], siendo la mas significante la envuelta esferica. Por lo tanto, se contempla
un objeto sumergido de forma esferica de diametro Dos = 250mm.
Se requiere determinar una velocidad terminal de diseno para poder conocer el ∆m
requerido para alcanzar dicha velocidad. Existe un compromiso en la eleccion de la
velocidad terminal de diseno. Por un lado se quiere una velocidad alta de manera que
el desplazamiento no demore mucho tiempo. Por el otro lado, una velocidad terminal
muy grande puede resultar peligrosa, ya que ante alguna alguna colision, mucha energıa
deberıa ser absorbida, pudiendo danar algun componente del reactor. Teniendo en
cuenta las dimensiones usuales de reactores y los tiempos que se tienen que cumplir en
las inspecciones visuales, se determina una velocidad terminal de diseno del orden de
10 cms
.
Para determinar el ∆m de diseno se decide utilizar una camisa similar a la del primer
experimento (seccion ), cuya capacidad es 60mL. Luego, con el piston a mitad de la
camisa, se tiene un cambio de volumen maxima de ∆V ol = ±30mL, que da finalmente
un ∆m = ∆V olρg = ±30g Con esta cantidad de masa se tiene una velocidad terminal
igual a vt = ±17 cms
, que es del orden deseado.
Como esta masa sera de agua, el volumen sera de ±30cm3. Se debe definir el diame-
tro que tendra el cilindro camisa y despejar el recorrido que tendra el piston. Partiendo
de la ecuacion aproximada para la fuerza del tornillo 2.16 se ve que el termino corres-
pondiente a Fh es proporcional al cuadrado del diametro del mismo Dlv. El termino
correspondiente a la friccion tambien se minimiza al reducir Dlv. Entonces, para mini-
mizar la fuerza ejercida por el tornillo debe minimizarse el Dlv.
Por otro lado, al tener un Dlv muy pequeno, ∆h debera ser muy grande para
conseguir la misma ∆m, tal como se puede deducir de la ecuacion 2.8, lo que resulta
en una mayor precision a la hora de controlar el ∆m, pero a cuestas de una accion de
control mas lenta. Por lo tanto, se debe llegar a una solucion de compromiso entre la
fuerza que debe realizar el motor y la velocidad de desplazamiento del piston.
Se decide utilizar un lastre de 60 cm3 en total, con un diametro Dlv = 30mm, por
lo que el recorrido del piston sera de 100mm. De esta manera, el piston tendra una
carrera maxima de hmax = 50mm en cada sentido.
Otro parametro a definir es la profundidad maxima en la cual operara el UUV para
con eso acotar el rango de valores que tendra Fh. Teniendo en cuenta las condiciones
en las cuales sera ensayado el prototipo, se considera una profundidad maxima de
operacion de 5m.
2.2 Lastre de volumen variable 26
2.2.6. Dimensionamiento del tornillo
Ya definidas las variables de diseno que influyen en la determinacion de la fuerza
ejercida por el tornillo y evaluando terminos que se determinan una vez construido
el prototipo, como lo son el peso del piston o la friccion, se procede a la evaluacion
de la ecuacion 2.15. Se calcula la fuerza maxima como la suma de los maximos de
cada termino, obteniendose una F = 60N . En este calculo se considera una fuerza de
friccion de 20N , ya que posteriormente a la construccion se mide la misma utilizando
un dinamometro. Tomando un factor de seguridad se considera que el tornillo debe
ejercer 100N para el dimensionamiento del mismo.
Dadas las condiciones a las cuales se somete al tornillo, se comprueba que el dimen-
sionamiento no esta dado ni por el corte ni por la traccion, sino por el pandeo. Como
criterio para el calculo de la longitud crıtica se utiliza el mencionado en la referencia
[17],
Lcdr
>1
4
√2πCcontE
Sy(2.17)
donde Lc es el largo de columna, dr el diametro menor, Ccont la constante de con-
diciones de contorno, E el modulo de Yong y Sy la tension de fluencia.
Como primera aproximacion se considero un Lc de 100mm, una Ccont correspondien-
te a un extremo empotrado y el otro libre [17] y las propiedades de un acero AISI 1040
[19]. El menor diametro nominal de un tornillo que no pandea en dichas condiciones es
de 8mm.
Tambien se corrobora que en la tuerca correspondiente no ocurra el modo mas
comun de falla, el barrido de la rosca debido al corte en la raız de la misma [18].
2.2.7. Torques de subida y bajada
Se pueden calcular los torques de subida (Ts) y bajada (Tb) de un tornillo de potencia
segun las formulas que se encuentran en la referencia [17],
Ts =Fdm
2(πµtdm + Lβ
πdmβ − µtL) (2.18)
Tb =Fdm
2(πµtdm − Lβπdmβ + µtL
) (2.19)
donde F es la fuerza de ejercida, dm es el diametro medio, L el avance, µt el
coeficiente de friccion entre tornillo y tuerca, λ es el angulo de paso, dado por tanλ =Lπdm
y β es el parametro geometrico de rosca dado por β = cosαn y tanαn = tanα cosλ,
con α siendo el angulo del perfil de rosca. El diagrama de cuerpo libre se muestra en
la Figura 2.10.
2.2 Lastre de volumen variable 27
Figura 2.10: Diagrama de cuerpo libre de un tornillo de potencia bajo una carga F. [17]
Para el tornillo de potencia se utilizan dos alternativas cuyos diametros cumplen con
lo calculado en la seccion 2.2.6. En un primer prototipo se utiliza un tornillo M8x1,25
y en un segundo prototipo, se cambia por un tornillo THSL 8D, de comun utilizacion
en tornillos de potencia de impresoras 3D debido a su avance de 8mm. Se calculan Ts y
Tb para los mismos ası como tambien su eficiencia η, definida como el cociente entre la
potencia de salida y la de entrada (η = FV2πnT
, donde V es la velocidad axial del tornillo,
y n es la velocidad de rotacion del mismo). Los resultados se muestran en la tabla 2.1.
M8x1,25 THSL 8DSubida Bajada Subida Bajada
Torque [N cm] 12 8 23 -3Eficiencia [ %] 16 24 55 -
Tabla 2.1: Comparacion torques y eficiencias de subida y bajada entre un tornillo de potenciaM8x1,25 y un THSL 8D.
En la tabla 2.1 se puede observar que el torque de bajada correspondiente al THSL es
negativo. Esto quiere decir que no cumple con la condicion de autobloqueo (πµtdm > L
[18]), es decir que se requiere aplicar un torque para que el tornillo no baje por sı solo
cuando se lo carga. Por este motivo, no tiene sentido hablar de eficiencia en este caso.
En la practica se vera que la friccion presente en el sistema es suficiente para proveer
dicho torque y evitar que el tornillo baje por sı solo.
Conociendo la relacion entre la cantidad de dientes de las ruedas dentadas r1 y r2
se puede averiguar la relacion de transimision de dicho engranaje (Nr2
Nr1) y con ello el
torque necesario de subida y bajada que tiene que proporcionar el motor (Tm = Nr2
Nr1T ).
De esta manera el torque que tendra que proporcionar el motor estara dado por
2.2 Lastre de volumen variable 28
Tm = kmF (2.20)
donde km = kms en la subida y km = kmb en la bajada.
kms =Nr2
Nr1
dm2
(πµtdm + Lβ
πdmβ − µtL) (2.21)
kmb =Nr2
Nr1
dm2
(πµtdm − Lβπdmβ + µtL
) (2.22)
Si la relacion de transmision del engranaje formado por r1 y r2 es aproximadamente
1, el torque proporcionado por el motor no serıa mayor a aquellos informados en la tabla
2.1 siempre y cuando se opere dentro de las condiciones consideradas.
2.2.8. Seleccion de motor
A la hora de la eleccion del tipo de motor se evaluan dos posibilidades: utilizar un
motor paso a paso o utilizar un motor de corriente continua, ya sea con o sin escobillas.
Se opto por la primera opcion dado que se puede utilizar a lazo abierto.
A continuacion, se describe a grandes rasgos el funcionamiento. Un motor paso a
paso tiene un rotor con un gran numero de dientes con imanes permanentes y su esta-
tor consta de electroimanes, los cuales son polarizados y despolarizados en secuencia,
causando que el rotor rote un ‘paso’ a la vez. La imagen del interior de un motor paso
a paso se muestra en la Figura 2.11. En la misma se observan los dientes del rotor y
las distintas fases del estator. En el caso del motor de la fotografıa, el rotor cuenta
con 50 dientes y un estator de 4 fases, lo que da un total de 200 pasos por revolucion
(1,8/paso).
La ventaja que presentan los motores paso a paso es que se puede controlar la
cantidad de pasos que da el motor. Partiendo de una posicion conocida y contando
los pasos que se le ordena al motor que de, se puede calcular la posicion angular del
mismo y la cantidad de vueltas que da, sin la necesidad de contar con ningun sensor
adicional. Esto posibilita su utilizacion a lazo abierto, aunque no se debe perder de
vista que la posicion sera referida a una posicion de referencia. Tampoco se le debe
exigir un torque superior al que puede proveer, en cuyo caso, el motor “resbalara” y se
perdera la cuenta de la cantidad de pasos.
Dadas las caracterısticas del sistema de lastre variable, conocer la posicion angular
del eje del motor implica el conocimiento de la posicion del piston, como indica la
Ecuacion 2.9. Ya que el motor paso a paso se puede utilizar a lazo abierto, para su
implementacion en este PI, no es necesaria la instalacion de sensores de posicion angular
en el eje del motor o de posicion en el piston, facilitando la construccion y el control
del vehıculo.
2.2 Lastre de volumen variable 29
Figura 2.11: Vista superior de un motor paso a paso sin su carcasa.
Es importante tener presente la curva de torque-velocidad de un motor paso a paso
tıpico ya que define, entre otras, la zona de operacion segura, en la cual el motor opera
sin perdida de la cuenta de pasos dados. La curva se muestra en la Figura 2.12.
Figura 2.12: Curva tıpica de torque vs. velocidad de un motor paso a paso.[20]
El holding torque es el torque que el motor produce cuando las bobinas del estator
se encuentran excitadas pero el rotor se encuentra detenido. Es el maximo torque que
puede entregar el motor.
La curva de torque de Pull-in muestra el maximo torque a determinada velocidad
con el que puede ser cargado el motor en el momento de su arranque sin perder sincro-
nismo. El motor puede arrancar y parar para cualquier combinacion torque-velocidad
2.2 Lastre de volumen variable 30
en la zona debajo de la curva de Pull-in, la cual es la zona de operacion segura.
Estando el motor girando en sincronismo a una dada velocidad se le va aumentando
el torque con el cual es cargado hasta el punto en el que pierde sincronismo. Este punto
pertenece a la curva de Pull-out
En la zona entre las curvas de Pull-in y Pull-out la velocidad del motor debe ser
variada gradualmente para no perder el sincronismo.
El detent torque, que no se encuentra indicado en la curva, es el torque que presenta
el motor cuando el mismo no es alimentado.
Debido a la manera en que operara el motor, partiendo del reposo con una cierta
carga que vencer para arrancar, es importante conocer la curva de Pull-in del motor
a utilizar. Esto es para no sobrepasar dicho lımite, debido a que con ello, se corre el
riesgo de perder la cuenta de pasos que dio el motor y, consecuentemente, perder el
conocimiento de la posicion del piston.
Conexion y controlador del motor paso a paso
Para hacer girar el motor se debe excitar las fases del mismo en una secuencia
determinada. Se pueden clasificar a los motores paso a paso en dos grandes tipos segun
la manera en la que invierten el campo magnetico: unipolares y bipolares (Figura
2.13). Una discusion de las ventajas y desventajas de cada tipo se puede encontrar
en la referencia [21]. Como se puede ver en la Figura 2.13a se necesita un puente H
por cada par de fases del motor, lo que representa una desventaja con respecto a la
alternativa unipolar. La ventaja de los bipolares es que entregan mas torque a la misma
potencia. [21]
(a) Configuracion bipolar. (b) Configuracion Unipolar.
Figura 2.13: Configuraciones posibles de un motor paso a paso. [21]
Debido a que un motor bipolar entrega mas torque a la misma potencia que uno
unipolar, se decide utilizar la primera clase de configuracion. La secuencia de pasos que
2.2 Lastre de volumen variable 31
se muestra a continuacion corresponde a este grupo. En la figura 2.14 se muestra la
secuencia correspondiente a lo que se conoce como secuencia de paso completo. Para
simplificar la imagen se muestra la secuencia correspondiente a un motor bipolar de dos
fases de 90/paso. En la referencia [21] tambien se discute acerca de las secuencias de
medio paso y de microstepping. La velocidad del motor paso a paso se regula variando
la velocidad a la cual se produce la secuencia de excitacion.
Figura 2.14: Secuencia de pasos para un motor bipolar de dos fases y 90/paso. [21]
Conociendo el funcionamiento de la excitacion de los bobinados del estator del paso
a paso, se puede explicar la forma que presenta la curva de Pull-in de la Figura 2.12.
Al ser los bobinados de caracter inductivo, para un dado voltaje de alimentacion los
mismos presentan un cierto tiempo caracterıstico en el cual la corriente alcanza el 70 %
del valor correspondiente para ese voltaje. Si la velocidad de rotacion del motor es
grande, el tiempo durante el cual se excita a un determinado bobinado antes de cortar
esta excitacion y excitar al siguiente, puede no ser el suficiente, por lo que la corriente
llega solamente a un porcentaje del valor maximo. Al estar el torque directamente
relacionado con la corriente que pasa por las bobinas, este disminuye con el aumento
de la velocidad de rotacion del motor y es por esto que el motor pierde sincronismo.
Resumiendo, al utilizar un motor paso a paso bipolar de dos fases no es necesaria la
utilizacion de un sensor de posicion angular pero sı lo es la utilizacion de dos puentes
H. Tambien es necesaria la utiizacion de un controlador que habilite los puentes H con
la secuencia indicada y a un ritmo tal que se pueda regular la velocidad a la deseada.
Es importante no sobrepasar el torque maximo para cada velocidad angular.
2.2 Lastre de volumen variable 32
Potencia del motor
Para poder realizar la seleccion del motor es necesario conocer la potencia requerida
del mismo. Definiendo una velocidad de accion de diseno como la velocidad a la cual
se desplaza el piston, se puede conocer la potencia maxima que sera requerida.
Una velocidad de accion alta permite que se pueda variar de manera rapida la
flotabilidad del UUV, lo que facilita la implementacion de un control de profundidad.
La desventaja de esto es que se requiere de una potencia mayor, lo que se entiende
como un motor de mayor tamano y peso o de un mayor precio, motivo por el cual se
debe llegar a un compromiso.
La potencia maxima del motor sera entregada cuando la fuerza sobre el piston sea
maxima
Pmax = kmFmax2π
l
Nr2
Nr1
hdis (2.23)
Se define una velocidad de desplazamiento del piston hdiseno = 8mms
. Esta velocidad
es elegida de manera tal que el piston pueda recorrer la camisa de punta a punta en
un tiempo menor a un tiempo de accion de 15s. Considerando tambien una relacion de
transmision igual a 1, un avance de 8mm y una Fmax correspondiente a la utilizacion
de el tornillo THSL, se obtiene una potencia maxima Pmax = 1, 5W . Cabe aclarar que
la utilizacion de los parametros correspondientes a utilizar el tornillo THSL se debe a
que la condicion de diseno es mas demandante que al utilizar el tornillo M8x1,25. Por
lo dicho anteriormente, se decide seleccionar un motor paso a paso bipolar, que pueda
suministrar una potencia maxima de 1, 5W .
Capıtulo 3
Primer prototipo
Con el objeto de comprobar la viabilidad de la utilizacion de un sistema de lastre
variable como el descrito en la seccion 2.2.1, se construye un primer prototipo. Dicho
prototipo tiene la finalidad de comprobar el funcionamiento del sistema sin sumergirlo
dentro del agua e identificar posibles problemas que puedan surgir en su construccion
y uso.
3.1. Construccion
El dispositivo construido se muestra en la Figura 3.1. Una descripcion de cada
componente sigue a continuacion.
3.1.1. Motor paso a paso
Como es explicado en la seccion 2.2.8, el motor paso a paso a utilizar debe poder ser
controlado de manera bipolar, y capaz de entregar una potencia de, al menos, 1, 5W .
Dados estos requerimientos y luego de una busqueda entre los motores disponibles en
el Laboratorio de Ingenierıas, se decide la utilizacion de un motor paso a paso de 15W ,
previamente utilizado en una impresora. Se desconocen las caracterısticas del mismo,
por lo que es necesario realizar experimentos para poder encontrar la curva de Pull in
del mismo (seccion 3.2.2).
El motor seleccionado provee el acceso a sus ocho cables (Figura 3.2). Esta carac-
terıstica permite la conexion de sus fases para su utilizacion como unipolar o bipolar
y, dentro de la opcion bipolar se pueden conectar sus fases en serie o en paralelo. Dada
una misma potencia, si se utiliza la configuracion en paralelo, el voltaje a entregar es
la mitad que en el caso de la configuracion en serie, a costa de necesitar el doble de
corriente. Dadas las fuentes con las que se cuenta para alimentar al motor, se decide uti-
lizar la conexion en serie. Se decide utilizar el motor en su configuracion bipolar, ya que
33
3.1 Construccion 34
Figura 3.1: Fotografıa del primer prototipo.
a una misma potencia el torque entregado es√
2 veces mayor que con la configuracion
unipolar. [21]
Figura 3.2: Esquema de un motor paso a paso de ocho cables.
El motor tiene 50 dientes en su rotor y dos pares de fases, como el que se muestra
en la Figura 2.11, lo que le da una definicion de 200 pasos por revolucion (1,8/paso).
3.1 Construccion 35
Soporte del motor
El soporte original del motor debe ser modificado para poder sujetarlo de una
manera mas conveniente para la disposicion elegida en el soporte general.
Controlador
Tal como se describe en la seccion 2.2.8, es necesario disponer de un controlador del
motor para que alimente las bobinas del estator en una determinada secuencia. Para la
inversion de la corriente en cada fase se utiliza un circuito integrado que contiene dos
puentes H. El modulo utilizado se basa en el circuito integrado doble puente H L298
[22]. Los diagramas de los mismos se encuentran en el anexo E.
El control de la secuencia de habilitacion de los puentes H se programa mediante
el IDE (Integrated Development Environment) de Arduino R© y se ejecuta a traves de
una placa de desarrollo Arduino UNO R©, utilizando las librerıas predeterminadas para
el control de motores paso a paso (stepper.h).
El motor es alimentado por una fuente de tension Mastech HY3003D-3, a traves del
doble puente H cuyas compuertas son controladas por el Arduino. Este, a su vez, corre
un programa cargado desde una computadora. El esquema simplificado de la conexion
se ilustra en la Figura 3.3.
Figura 3.3: Esquema de la conexion utilizada en el primer prototipo para el control y alimen-tacion del motor.
3.1 Construccion 36
3.1.2. Rueda dentada del motor r1
El mecanismo de transmision a utilizar es una transmision simple. Se decide utilizar
la misma luego de descartar diferentes alternativas, entre las que se encuentran la
utilizacion de un tornillo sin fin y un engranaje (ejes perpendiculares) o la utilizacion
de una reductora de velocidad, debido a que el motor entrega un torque suficiente.
El par de ruedas dentadas empleadas son reutilizadas de impresoras en desuso
existentes en el Laboratorio de Ingenierıas. La eleccion de las mismas esta regida por
la distancia entre centros que presentan. Esta distancia permite colocar el motor lo
suficientemente lejos como para que no exista interferencia con el tornillo de potencia
cuando este este operando. La relacion de transmision del engranaje es similar a la
unidad.
El engranaje utilizado es helicoidal. Existen ventajas y desventajas en comparacion
a la utilizacion de engranajes rectos. En los helicoidales, hay mas superficie de contacto
y la transmision es mas suave. Aunque su utilizacion repercute en una mayor fuerza
axial que tendra que ser soportada por las bancadas. [23]
El eje de la rueda dentada es maquinado para que entre a presion en el eje del
motor. Ademas se le realiza un agujero pasante para poder insertar una espiga y lograr
que la rotacion de ambos coincida (ωr1 = ωm). Se busca que suceda el resbalamiento
del motor antes que un deslizamiento entre la rueda dentada y el eje del motor.
3.1.3. Tuerca + Rueda dentada r2
Las condiciones que tiene que cumplir esta pieza son mencionadas en la seccion
2.2.1. Las mismas son:
el diametro externo debe engranar con la rueda dentada del motor,
tiene que estar roscada en su interior para poder transmitir el torque necesario
al tornillo y,
debe presentar rodamientos tales que le restringa el desplazamiento axial pero
que le permitan rotar.
Un esquema de la pieza se muestra en la Figura 3.4a. La misma se construye par-
tiendo de la rueda dentada r2, que engrana con r1. A r2 se le acoplan dos bujes que
encajan a presion en las pistas internas de los rodamientos. A uno de los bujes se le
suelda una tuerca M8x1,25. Se colocan a presion buje y tuerca en la rueda dentada.
Luego, los dos rodamientos se sujetan a la bancada, de manera de restringir el des-
plazamiento axial de la pieza, pero permitir su rotacion. Una fotografıa de la pieza
construida se muestra en la Figura 3.4b .
3.1 Construccion 37
(a) Esquema del despiece. (b) Fotografıa de la pieza construida.
Figura 3.4: Tuerca + rueda dentada del primer prototipo.
3.1.4. Bancadas
Para restringir el movimiento axial de la pieza 3.1.3, se ajustan los rodamientos al
soporte general a traves de sujeciones y tacos de madera. Se vera en las mediciones
realizadas que este es un elemento clave para la correcta implementacion del sistema.
3.1.5. Tornillo
Como se calcula en la seccion 2.2.6, el diametro del tornillo a utilizar debe ser de
al menos 8mm. Se decide utilizar una varilla roscada M8x1,25. A la misma se rosca
una tuerca y contratuerca en el extremo superior con una arandela entre ambas, de
manera se pueda acoplar esta pieza con el piston de la pieza 3.1.6. Tambien se le
agrega, en el extremo inferior, un acople para un recipiente que consta de una tuerca y
contratuerca, con una arandela y la tapa del recipiente entremedio, que sera de utilidad
en experimentos para caracterizar el sistema.
3.1.6. Piston/Camisa
En el prototipo construido se utiliza como lastre variable una jeringa cuya camisa
se encuentra fija al soporte general y cuyo piston se encuentra acoplado al tornillo
M8x1,25. La capacidad de la jeringa es de 60mL y su recorrido es de aproximadamente
100mm. Con el objetivo de disminuir la friccion entre el piston y camisa, se lubrica
la superficie de contacto con grasa grafitada. A la camisa de la misma se le acopla
una regla milimetrada para su utilizacion en la caracterizacion del sistema. El ajuste
presente entre el piston y la camisa hace posible el desplazamiento relativo de estos, al
mismo tiempo que se logra impedir el paso de agua entre los mismos. Mediante pruebas
cualitativas luego de su construccion, se verifica que la friccion presente permite al
piston desplazarse axialmente, pero no ası angularmente.
3.2 Caracterizacion 38
3.1.7. Soporte General
Con el motivo de brindar un soporte en el cual se puedan disponer los distintos
componentes del sistema, simulando la disposicion que tendran dentro del UUV, se
construye un soporte general a partir de tablas de madera. El mismo esta, a su vez,
sujeto a un pie de metal, al cual se le anade un peso para compensar el torque producido
por las cargas de prueba que seran anadidas durante la caracterizacion del sistema.
3.2. Caracterizacion
Para utilizar el sistema de manera correcta, se requiere conocer ciertos parametros
del mismo. En esta seccion se describen los experimentos realizadas con tal fin.
3.2.1. Desplazamiento axial vs. vueltas
Como es explicado en la seccion 2.2.3, la velocidad axial es proporcional a una cierta
rotacion del motor (h = ktwm). La variable kt tambien relaciona el desplazamiento
axial con las vueltas dadas por el motor (∆h = 60ktθm, donde θm es el desplazamiento
angular del motor en vueltas y ∆h esta en mm). Este experimento tiene como objetivo
determinar dicha variable.
Con el sistema montado en el soporte general, como se ilustra en la Figura 3.1,
se mide el desplazamiento del piston cada una cierta cantidad de pasos dados por el
motor. Como cada paso corresponde a una rotacion de 1,8 y, debido a la apreciacion
de la regla utilizada, se decide medir el desplazamiento cada una vuelta, es decir 200
pasos. Los valores absolutos de los desplazamientos medidos, divididos la cantidad de
vueltas, se muestran en funcion de la cantidad de vueltas en la Figura 3.5. En el anexo
C se muestra un grafico del desplazamiento en funcion de la cantidad de vueltas.
Se puede apreciar que el desplazamiento por vuelta, a medida que aumenta el nume-
ro de vueltas, tiende a un valor cercano a 1, 3mm. Este comportamiento se podrıa
explicar por la falta de rigidez del sistema de sujecion utilizado para fijar los rodamien-
tos al soporte general. Los mismos, al no ser completamente solidarios con el soporte
general, absorberıan los primeros milımetros del desplazamiento. Esto generarıa que, a
pocas vueltas, este juego repercuta de mayor manera, mientras que a mayores vueltas,
este se volverıa cada vez mas despreciable, llegando al valor que tendrıa en caso de no
existir el mismo.
Tambien se puede observar en la Figura 3.5 que las barras de error de las mediciones
decrecen al aumentar la cantidad de vueltas. Esto se debe a que el error correspondiente
a la variable Desplazamiento/Vuelta es el error en la medicion del desplazamiento
dividido por la cantidad de vueltas (si se supone nulo el error en la cantidad de vueltas).
3.2 Caracterizacion 39
Figura 3.5: Primer prototipo: Desplazamiento/Vuelta vs. Vueltas.
Es relevante destacar la importancia de conocer la existencia del problema del juego,
ya que dicho problema representa una dificultad a la hora de utilizar el motor a lazo
abierto. De no mejorar este aspecto del sistema, se perderıa la posibilidad de conocer
la posicion axial del piston y, por ende, la cantidad de masa ∆m.
Utilizando un ajuste lineal entre el desplazamiento y las vueltas se calcula la pen-
diente de la recta que pasa por el origen. De esta manera, se puede informar que el valor
de la variable 60kt medida es de (1, 3 ± 0, 1) mmvuelta
. Dado que la relacion de diametros
de las ruedas dentadas es aproximadamente la unidad, el desplazamiento por vuelta es
similar al paso del tornillo M8x1,25.
3.2.2. Fuerza maxima vs. velocidad angular
Como se explica en la seccion 2.2.8, el conocimiento de la curva de Pull in del motor
es de importancia para evitar el resbalamiento del motor y la consecuente perdida
del conocimiento de la posicion el piston. Para poder simular las cargas a las que se
vera sometido el mecanismo, se utiliza el acople para recipientes mostrado en la Figura
3.1. Se carga el recipiente con distintas cantidades de agua, se lo cuelga al tornillo y
se acciona el motor. Si el mismo logra levantar el peso, se agrega una cierta cantidad
de agua y se repite la prueba. Se busca encontrar la mınima cantidad de agua que
hace resbalar al motor. De esta manera, se logra obtener la fuerza maxima que puede
proporcionar el motor antes que resbale. Los datos obtenidos se grafican en la Figura
3.6. En el eje de las abscisas se muestra la velocidad angular del motor, mientras que
3.2 Caracterizacion 40
en el de las ordenadas se muestra la fuerza que hace que el motor resbale a dicha
velocidad.
Ademas de hacer una fuerza para levantar los pesos adicionales, el tornillo debe
vencer la fuerza de friccion. Para dimensionar la misma, se une un dinamometro con
el piston utilizando tanza. Se tira del mismo hasta que se vence la fuerza de friccion y
se observa la lectura del dinamometro en dicho instante. La fuerza de friccion medida
es (40± 8)N . Cabe destacar que la fuerza graficada corresponde al peso adicional que
se le carga al tornillo. Por lo tanto, estos datos no corresponden de manera exacta con
la curva de Pull in pero comparten el sentido: informar cuanta fuerza puede hacer el
motor antes que resbale.
Figura 3.6: Primer prototipo: Fuerza maxima vs. velocidad angular.
Se destacan dos puntos a los que corresponden una fuerza maxima nula: 155RPM
y 170RPM . La primera corresponde a la velocidad maxima a la cual el motor puede
rotar sin que la fuerza de friccion haga resbalar al mismo. La segunda corresponde
al mismo punto, pero esta vez se corrige manualmente la desalineacion presente en el
sistema. Como la friccion es disminuida cuando se corrige la desalineacion, la velocidad
a la cual el rotor resbala es mayor. Este es otro indicador de que la sujecion de los
rodamientos es un aspecto que se debe mejorar.
3.2 Caracterizacion 41
3.2.3. Otras mediciones
Ademas de las mediciones anteriores, se realizan tambien mediciones de consumo de
corriente del motor sin carga anadida en funcion de la velocidad angular y mediciones de
consumo de corriente a 120RPM en funcion de la fuerza levantada. Estas se encuentran
en el anexo C. De estas mediciones se puede concluir que la existencia del juego y las
desalineaciones presentes en el sistema repercuten en un consumo mayor de potencia,
haciendo que el sistema tenga una eficiencia menor.
3.2.4. Conclusiones
Mediante los experimentos realizadas se puede comprobar cualitativamente la via-
bilidad de utilizar un sistema de lastre variable para controlar el ingreso y egreso de
agua a una camisa.
Se caracteriza el sistema de lastre variable construido, informandose un avance por
vuelta de (1, 3± 0, 1) mmvuelta
y se encuentra la curva de fuerza maxima en funcion de la
velocidad angular. Con las mediciones realizadas, incluyendo las del anexo C, se nota
la influencia que tienen las sujeciones de los rodamientos en el comportamiento del
sistema. Mejorar dicho aspecto es una prioridad en el diseno del siguiente prototipo,
ya que influyen de manera directa en la incerteza de la posicion del piston, quitandole
precision al control. Tambien se puede ver, en las mediciones del anexo C, que las ban-
cadas presentan una oportunidad de mejora para reducir la desalineacion del tornillo
y con ello reducir la friccion del sistema, aumentando su eficiencia.
Es importante notar tambien que se verifica experimentalmente que la friccion pre-
sente entre el piston y la camisa permite que el mismo se desplace de manera axial
pero no ası angular. De esta manera se cumple con lo explicado en la seccion 2.2, la
restriccion del desplazamiento angular del tornillo.
Capıtulo 4
Segundo prototipo
Se disena y construye un segundo prototipo teniendo en cuenta mejoras con respecto
a ciertos aspectos del primero, como lo es el juego de las bancadas. Se lo caracteriza, se
realiza un analisis estructural de algunos de sus componentes y se lo somete a pruebas
debajo del agua para poder estudiar el comportamiento de un vehıculo subacuatico
contando con un sistema de variacion de flotabilidad para su control de profundidad.
Con los datos obtenidos de los experimentos se ajusta el modelo teorico simulado y se
ejecutan pruebas de validacion.
4.1. Construccion
(a) Fotografıa del prototipo comple-to.
(b) Fotografıa del prototi-po sin carcasas de acrılico, nicontrapesos, ni flotadores.
(c) Fotografıa de los com-ponentes situados dentrode la caja estanca.
Figura 4.1: Fotografıas del segundo prototipo.
El diseno del segundo prototipo es similar al del primero. La principal diferencia
es que el segundo se disena teniendo en cuenta que se lo utilizara debajo del agua.
42
4.1 Construccion 43
La Figura 4.1a muestra una fotografıa del prototipo construido mientras que en la
Figura 4.1b se muestra una fotografıa del prototipo sin las hemiesferas de acrılico, los
flotadores ni los contrapesos. Los componentes que se situan dentro de la caja estanca
se muestran en la Figura 4.1c.
En la Figura 4.2 se muestra un esquema de un corte de la caja estanca con todos
sus componentes dentro. A continuacion se explican cada uno de los componentes del
prototipo.
Figura 4.2: Esquema 3D realizado en CATIA R© de la disposicion de los componentes dentrode la caja estanca.
4.1.1. Caja estanca
Se construye una caja para contener a los demas componentes y que no estos no
tengan contacto con el agua. Para la construccion de la misma se utiliza una placa
de aluminio de 3mm de espesor. La eleccion del material es debido a su capacidad
de no oxidarse en presencia de agua. El espesor es elegido para facilitar el proceso de
soldadura, sin necesidad del aporte de material para realizar la misma. Se cortan y
se sueldan las caras utilizando soldadura TIG. Una imagen de un corte de esta pieza
puede verse en la Figura 4.3a.
En la cara superior de la misma se deja una entrada para poder insertar los demas
componentes dentro. Se disena un labio en la misma cara para poder apoyar la tapa de
la caja sobre el mismo y se roscan agujeros pasantes para poder atornillar la tapa. Se
suelda un tubo hueco de aluminio a la cara inferior para permitir el recorrido completo
4.1 Construccion 44
(a) Esquema de la caja estanca construida. (b) Esquema de la tapa construida.
Figura 4.3: Esquemas de las piezas tapa y caja estanca.
del tornillo. A la parte inferior de este tubo se le realiza un agujero roscado con el fin
de poder agregar contrapesos centrados (4.1.8).
Se ve durante la caracterizacion del sistema que evitar la entrada de agua entre la
caja y la tapa presenta sus dificultades, como se explica en la seccion 4.2.3.
4.1.2. Tapa-Camisa
Este conjunto se compone de tres partes de acero: un tubo, que es la camisa por
dentro de la cual se desliza el piston y dos placas de 2mm de espesor: una horizontal,
que cumple la funcion de tapa de la caja y otra vertical, que brinda soporte para la
ubicacion de los componentes dentro de la caja. Se unen las partes mediante soldadura
TIG y se agregan nervios como refuerzo. La Figura 4.3b muestra un corte de la pieza.
La camisa del piston se selecciona entre las piezas disponibles en el Laboratorio
de Ingenierıas. Su seleccion se basa en las dimensiones que la misma presenta y en su
acabado superficial, el cual brinda un ajuste entre el embolo y la camisa que permite su
desplazamiento axial, al mismo tiempo que evita la entrada de agua a la caja estanca.
El diametro interno de la camisa es de 30mm y su longitud de 100mm, dando un
volumen de 70mm3.
La placa de acero utilizada para la tapa y el soporte vertical es la misma y la
eleccion de dicho material se basa en que facilita soldar la camisa, cuyo material ya se
encuentra definido. El espesor de 2mm queda determinado por la placa que se dispone.
4.1 Construccion 45
4.1.3. Piston
En este prototipo se utiliza un tornillo THSL 8D, de cuatro hilos y 2mm de paso, de
comun utilizacion en tornillos de potencia de impresoras 3D por su avance de 8mm. Este
tornillo presenta la caracterıstica de no cumplir con la condicion de autobloqueo por
lo que debe proporcionarse un torque para que no se desajuste la tuerca al ser cargada
axialmente. Se observa, luego del ensamble de los componentes, que la friccion presente
resulta suficiente para evitar que el tornillo pierda su posicion, estando los bobinados
del motor sin corriente. Como medida preventiva, el motor se mantiene alimentado
durante las pruebas llevadas a cabo, de manera que el motor puede entregar el holding
torque.
Para el embolo se utiliza una cubeta de goma, utilizada anteriormente como sello
axial en amortiguadores. Las dimensiones de la misma son compatibles con la camisa ya
disponible, haciendo que el paso de agua al recinto sea despreciable como se vera mas
adelante, en la seccion 4.2.3. Para acoplar la cubeta al tornillo THSL, se realiza un
agujero roscado a dicho tornillo para poder apretar con otro tornillo una arandela y un
O-ring. La pieza se muestra en la Figura 4.4. Mediante pruebas cualitativas, llevadas
a cabo una vez construido el prototipo, se comprueba que la friccion presente entre la
cubeta y la camisa permite que el piston se desplace de manera axial pero no ası de
manera angular.
Figura 4.4: Piston THSL utilizado.
4.1.4. Rueda dentada + Tuercas
Al contar con tuercas THSL 8D, compatibles con el tornillo utilizado en este pro-
totipo, se debe construir una nueva pieza Rueda dentada + Tuercas. El diseno de la
misma es similar a la version anterior, presentando algunas mejoras.
Se dispone de dos tuercas que cuentan con un labio con agujeros como se ve en
la Figura 4.5a (color bronce). Se atraviesan cuatro bulones y se aprietan entre las dos
tuercas la rueda dentada utilizada en el primer prototipo y un buje de aluminio. Para
que la friccion entre las tuercas y el tornillo THSL no sea excesiva, las mismas tienen
que ser apretadas dejando una distancia entre ellas multiplo de 2mm, este es el motivo
de la utilizacion del buje de aluminio. Las pistas internas de los rodamientos se colocan
4.1 Construccion 46
a presion en las tuercas. El esquema del despiece se muestra en la Figura 4.5a. La
Figura 4.5b muestra una fotografıa del componente.
(a) Esquema del despiece. (b) Fotografıa de la piezaconstruida.
Figura 4.5: Imagenes de la rueda dentada + tuercas utilizada el segundo prototipo.
4.1.5. Bancadas
Luego de haber comprendido la importancia de esta pieza durante las pruebas del
primer prototipo, se construyen bancadas mas robustas. Se tiene en cuenta en su diseno
la sujecion de las mismas a la placa vertical. Se muestra un esquema de la pieza en
la Figura 4.6. Se crean dos de estas utilizando una impresora 3D. Las pistas externas
de los rodamientos de la pieza Rueda dentada + Tuercas encajan en las bancadas.
Su diseno permite sujetar la pieza anterior entre las bancadas, al mismo tiempo que
se acopla mediante bulones a la placa vertical. Las dos bancadas se conectan entre
sı utilizando bulones, lo que contribuye a su solidez. Se vera en pruebas posteriores la
mejora en la reduccion del juego y la desalineacion.
Figura 4.6: Esquema de las bancadas impresas.
4.1 Construccion 47
4.1.6. Motor
El motor es el mismo que el utilizado en el primer prototipo pero, dado que opera en
condiciones diferentes, debe caracterizarse nuevamente. Dado que se utiliza un tornillo
con un avance diferente, se averiguara la relacion kt (seccion 4.2.1). La friccion presente
en el sistema tambien varıa, por lo que se levantaran puntos correspondientes a la curva
de Pull In (seccion 4.2.2).
4.1.7. Controlador
El controlador utilizado es similar al utilizado en el prototipo anterior. El esquema
de conexion se muestra en la Figura 4.7.
Figura 4.7: Esquema de conexion de control y de potencia del segundo prototipo.
En esta oportunidad se agrega un sensor de presion sumergible, marca BlueRobotics
Bar30 [24], al circuito para poder conocer la profundidad del vehıculo. Debido a que el
sensor utiliza protocolo I2C, con logica 3,3V, y el Arduino logica 5V, debe conectarse
un conversor de nivel bidireccional entre ellos para que puedan comunicarse. El circuito
utilizado para la creacion del conversor bidireccional se muestra en el anexo D.
Se conecta un potenciometro al Arduino y se implementa un codigo tal que mediante
la posicion del potenciometro, se controle la posicion del piston.
4.1 Construccion 48
4.1.8. Contrapesos, flotadores
Como es explicado en la seccion 2.2.2, resulta conveniente que el centro de masa
quede centrado con el eje de la camisa y por debajo del centro de flotacion.
Con el objetivo que el centro de masa de la caja con todos sus componentes dentro
quede centrado, se calculan la masa y la posicion de los contrapesos, utilizando el
modelo 3D realizado en CATIA R©. El peso del motor es el mayor contribuyente para
que el centro de masa no este centrado, por lo que se colocan tres tornillos M12, M8 y
M6 con sus tuercas en la esquina opuesta al mismo. Los contrapesos anadidos resultan
suficientes para cumplir este objetivo, como se vera en la seccion 4.2.4.
A la caja se le agregan pesos en su parte inferior con el fin de lograr que el centro
de masa del vehıculo entero se encuentre debajo del centro de flotabilidad. Se vera en
las mediciones de estabilidad (seccion 4.2.4) que el objetivo se cumple.
Con el objetivo de lograr que el vehıculo posea una flotabilidad neutra con el embo-
lo a ∆h = 0 se coloca la caja dentro de dos hemiesferas de acrılico y dentro de estas
se coloca poliestireno expandido. Utilizando el modelo 3D, calculando los pesos y los
volumenes desplazados, se calcula la cantidad de poliestireno expandido que es nece-
sario colocar. Luego de reiteradas pruebas de flotabilidad (seccion 4.2.5), se adecua la
cantidad de poliestireno hasta que se logra encontrar la cantidad que logra cumplir con
la ecuacion 2.3.
4.1.9. Pasacables
La tapa debe permitir el paso de los cables para la alimentacion del motor y los
auxiliares. Con dicho fin, se utilizan unos pasacables como el mostrado en la Figura
4.8. Se introducen los cables a traves de los mismos y luego se los sella utilizando un
sellador sintetico de uso general.
Figura 4.8: Pasacables utilizado.
En una primera instancia se utilizan cables que poseen un diametro tal que se
necesitan dos pasacables (Figura 4.9a). Luego de su implementacion, se detecta que
la rigidez de estos cables perturba el comportamiento natural del vehıculo debajo del
agua. Se decide reemplazar los cables por otros cuya seccion sea lo mas pequena posible.
Para los cables cuyo objetivo es manejar senales digitales se decide utilizar la seccion
de cable mas pequena con la que se dispone. Para dimensionar los cables encargados
4.1 Construccion 49
de la alimentacion del motor, se considera, de manera conservativa, que los mismos
deben suministrar una corriente de 350mA de manera continua, que es la corriente
demandada cuando el motor se encuentra quieto, suministrando el holding torque, como
se determina en el anexo C.2.3. Al utilizar esta corriente se esta sobredimensionando
ya que durante la utilizacion del prototipo, este no se exigira de esta manera. Segun
el NFPA 70 National Electrical Code [25], dada esta corriente, el diametro de los
cables debe ser mayor a 0, 20mm. Es por este motivo que se decide utilizar alambre
para bobinar de 0, 25mm de diametro para la alimentacion del motor y de 0, 15mm
para los sistemas auxiliares. La utilizacion del nuevo cableado perturba de una manera
despreciable los movimientos del vehıculo debajo del agua, en comparacion con la
utilizacion de los cables anteriores. El diametro de estos cables requiere la utilizacion
de un solo pasacable, por lo que el agujero pasante sobrante se tapa, quedando a
disposicion para un uso posterior, en caso que se requiera pasar mas cables (Figura
4.9b).
(a) Cables que perturban el movi-miento natural del UUV.
(b) Cables utilizados finalmente.
Figura 4.9: Reduccion de la seccion de los cables utilzados.
4.1.10. Auxiliares
En el diseno se tuvieron en cuenta sistemas auxiliares que, a pesar de haber sido
construidos, no llegaron a implementarse finalmente debido a que no pueden ponerse
a punto en el tiempo disponible. Dichos sistemas son: un sensor de fin de carrera para
el piston y un sensor para detectar la presencia de agua dentro de la caja estanca.
El sensor de fin de carrera para el piston consiste en un contacto normal abierto
modificado, previamente utilizado en un mouse. El mismo tiene el objetivo de detectar
cuando el piston baja hasta el lımite inferior, y contando con esta senal, implementar,
mediante codigo, la parada del motor para evitar que el piston continue descendiendo.
De no ocurrir esto, se pondrıa en riesgo el sello entre la camisa y el embolo, conllevando
el peligro que entre agua. Debido a problemas en su implementacion, esta caracterıstica
4.2 Caracterizacion 50
no es utilizada en los experimentos llevadas a cabo. Debido a la presion de la columna
de agua sobre el lastre, es difıcil que se pierdan pasos cuando baja el piston. Por
ello, la utilizacion de un fin de carrera para el extremo superior no serıa requerida.
Otra alternativa a la implementacion de fines de carrera serıa utilizar un encoder para
conocer la posicion angular del motor.
Tambien se desarrolla un detector de presencia de agua basandose en una lamina de
aluminio cortada. Si es que el agua entra en la caja, pondrıa en contacto ambas partes
de la lamina, cerrando el circuito y, mediante codigo, se harıa emerger al vehıculo para
evitar que continue entrando agua a la caja, reduciendo la probabilidad de dano a los
componentes que ello conlleva. La implementacion de este sistema auxiliar no se lleva
a cabo debido a que no puede ponerse a punto a tiempo.
4.2. Caracterizacion
4.2.1. Desplazamiento axial vs. angular
Debido a que el los componentes utilizados en la transmision, como lo son el tornillo
o las bancadas, no coinciden con aquellos utilizados en el primer prototipo, se procede
a levantar la curva desplazamiento del embolo en funcion de las vueltas dadas por el
motor, con el objetivo de determinar el valor de la variable kt.
El metodo experimental es similar al utilizado anteriormente. Para este experimen-
to, se anexa una regla al piston y se mide la distancia entre este y el borde de la camisa,
cada vez que el motor completa una vuelta. Las lecturas se muestran en la Figura 4.10.
Figura 4.10: Segundo prototipo: Desplazamiento vs. vueltas.
4.2 Caracterizacion 51
Se realiza un ajuste lineal y se informa un desplazamiento de (8, 5 ± 0, 3) mmvuelta
. El
desplazamiento por vuelta es similar al paso del tornillo THSL 8D debido a que la
relacion de diametros de las ruedas dentadas utilizadas es cercana a la unidad.
En la Figura 4.11 se muestran los desplazamientos por vuelta en funcion de la
cantidad de vueltas. Se ve, al igual que en la medicion analoga del primer prototipo,
una disminucion en la barra de error a medida que se aumenta la cantidad de vueltas,
fenomeno ya explicado en la seccion 3.2.1.
Figura 4.11: Segundo prototipo: Desplazamiento/Vuelta vs. vueltas.
Se puede ver una mejora con respecto al juego presente en comparacion con el
prototipo anterior, ya que el 93 % de las mediciones caen dentro de la franja de error
informada, la cual representa un error porcentual del 4 %. Todas las mediciones caen
dentro de la franja de error del 12 %. En cambio, en el primer prototipo, dentro del
error porcentual informado (8 %) se encuentra el 66 % de las mediciones.
4.2.2. Fuerza maxima vs. RPM
El motor utilizado es el mismo que el del prototipo anterior, pero se encuentra
operando en condiciones diferentes. Entre otras cosas, cambia la friccion a vencer para
desplazar el piston. Se determina esta utilizando un metodo similar al empleado en
el primer prototipo. Se lee la fuerza a la que la friccion es vencida en un dinamome-
tro acoplado al piston. El valor informado es (20 ± 4)N . Es por esto que se levanta
nuevamente la curva fuerza maxima a distintas velocidades angulares.
El arreglo experimental es similar al utilizado con el primer prototipo (Figura 4.12).
Se carga un bidon de agua con un peso conocido y se lo acopla al tornillo por su parte
inferior. Se aumenta progresivamente la velocidad del motor hasta que el mismo co-
4.2 Caracterizacion 52
mienza a resbalar cuando intenta levantar el peso. El motor es alimentado con 20V DC
en esta y en los siguientes experimentos. Los resultados se grafican en la Figura 4.13.
Figura 4.12: Metodo experimental para medir la fuerza maxima a distintas velocidades angu-lares.
Figura 4.13: Segundo prototipo: Fuerza maxima vs. velocidad angular.
4.2 Caracterizacion 53
Dado que durante la construccion del prototipo se suelda la camisa a la tapa,
estas piezas se deforman. Como consecuencia de esto, la camisa presenta zonas donde
la friccion con el piston es mayor. Dependiendo de donde se encuentre el piston, la
friccion a vencer es mayor o menor, haciendo que la fuerza que debe hacer el motor
para levantar un cierto peso varıe. Esta variacion repercute en la dificultad de identificar
la velocidad maxima para dicho peso. Es por este motivo que las barras de error son
mayores con respecto a lo que lo son en la caracterizacion del primer prototipo.
El valor de fuerza a 0RPM graficado corresponde al peso maximo que se le puede
cargar al piston dadas las restricciones del metodo experimental utilizado. El valor
de la fuerza maxima a esta velocidad no resulta de interes, ya que el prototipo no se
utilizara bajo circunstancias que requieran tal fuerza. Habiendose roto la pieza Tuerca
+ Rueda Dentada r2 del prototipo anterior buscando conocer este valor, se decide
suspender la prueba.
Conociendo las dimensiones del tanque de pruebas, se puede suponer que la altura
maxima de la columna de agua que tendra que vencer el piston sera menor a 1m,
por lo que se estima que la fuerza requerida para el mismo no sera superior a los
7N . Al conocer esta curva, se decide utilizar el motor a una velocidad maxima de
50RPM , velocidad en la que la fuerza maxima supera los 10N . De esta manera, el
motor operara en la zona segura, asegurando que no se exigira en demasıa al motor y
el mismo no perdera cuenta de los pasos.
Corriente maxima vs. RPM
En la seccion 2.2.8 se explica la forma de la curva de fuerza maxima en funcion
de la velocidad angular. Esta forma se debe a que la corriente no puede llegar a su
valor maximo si es que no se excita al bobinado por un cierto tiempo caracterıstico.
Con el objetivo de poder visualizar este efecto, se utiliza un osciloscopio para medir
el voltaje en una resistencia de 1Ω puesta en serie con una fase del motor, utilizando
el pin de control de corriente de la plaqueta L298 [22]. Se reitera la medicion para
distintas velocidades angulares.
(a) Corriente vs. tiempo a20RPM .
(b) Corriente vs. tiempo a50RPM .
(c) Corriente vs. tiempo a90RPM .
Figura 4.14: Corriente que atraviesa una de las fases medida mientras el motor gira a distintasvelocidades angulares.
4.2 Caracterizacion 54
En la Figura 4.14 se muestran las imagenes obtenidas utilizando un osciloscopio
digital Agilent DSO362A existente en el Laboratorio de Ingenierıas. Cabe destacar que
la escala vertical de las tres imagenes concuerda, no ası su escala horizontal.
En la Figura 4.14a se ve que la velocidad de rotacion es lo suficientemente baja para
que el tiempo de excitacion de cada bobinado sea el suficiente para que la corriente
llegue a su valor maximo. A medida que la velocidad de rotacion aumenta, la corriente
tiene menos tiempo de llegar a su valor maximo, como se muestran en las Figuras 4.14b
y 4.14c. El valor medio de la corriente en el tiempo disminuye con el aumento de la
velocidad de rotacion del motor. El torque, que es proporcional a la corriente que pasa
por los bobinados, disminuye y la fuerza maxima tambien, como se ve en las Figuras
3.6 y 4.13.
4.2.3. Estanqueidad
Previo a sumergir la caja con todos los componentes dentro del agua, se realizan
pruebas de estanqueidad. En primer lugar se identifican mecanismos de entrada de
agua: entre la caja y la tapa, entre los tornillos y la tapa, entre el embolo y la camisa, por
entre la sujecion tornillo-cubeta, entre el pasacables y la tapa, por medio del pasacables,
por porosidades de las soldaduras. Dichos mecanismos se muestran en la Figura 4.15.
Figura 4.15: Posibles mecanismos de entrada de agua.
El mecanismo de entrada por entre el embolo y la camisa se prueba sumergiendo
la camisa en un recipiente con agua y desplazando el embolo, comprobando que no
queden gotas en la superficie de la camisa. Se comprueba de esta manera que no entran
cantidades significativas de agua por este mecanismo.
4.2 Caracterizacion 55
Para identificar los mecanismos por los cuales podrıa entrar agua a la caja se tapa
la caja y se la sumerge hasta una cierta profundidad, de manera que el agua quede a
la altura de la mitad de la camisa. Se inserta aire comprimido por la apertura de la
camisa y se detectan por donde salen burbujas de aire, identificando de esta manera
los lugares por los cuales entrarıa el agua. Se muestra en la Figura 4.16 un esquema
del arreglo experimental. Se toman ciertas medidas, explicadas a continuacion, para
mejorar la estanqueidad y se procede nuevamente con la identificacion, iterando hasta
que se llega a un diseno final.
Figura 4.16: Esquema de arreglo experimental para identificar salida de aire.
En las pruebas realizadas se identifican salidas de aire al menos una vez por entre
la caja y la tapa, entre los tornillos y la tapa, entre el pasacables y la tapa y por
porosidades de las soldaduras.
Las porosidades a traves de las soldaduras se resuelven repasando las mismas en las
zonas porosas. Entre los pasacables y la tapa y entre los tornillos y la tapa se colocan
O-rings. El mecanismo de salida de aire mas difıcil de impedir es entre la caja y la tapa.
Se implementan diferentes alternativas, entre ellas, la colocacion de diferentes gomas
entre las superficies y la utilizacion de un O-ring entre las superficies. Estas alternativas
fallan en las pruebas.
En ultima instancia se decide aplicar un sellador, de comun utilizacion en el area
automotriz, entre las superficies. Esta solucion permite que no escape aire de la caja,
pero tambien implica que se debe romper el sellado para abrir la caja. Es por esto
que antes de aplicar dicho sellador, se colocan todos los componentes, previamente
caracterizados, dentro de la caja. En la Figura 4.17 se muestra un esquema de las
soluciones implementadas para lograr la estanqueidad de la caja.
4.2 Caracterizacion 56
Durante una de las sucesivas inmersiones del prototipo luego de las pruebas de
estanqueidad, en la etapa de caracterizacion, se detecta la salida de aire por entre la
sujecion de la cubeta y el tornillo de potencia. Para solucionar dicho mecanismo se
coloca un O-ring entre la cubeta y la arandela que aprieta el tornillo.
Figura 4.17: Soluciones para evitar la entrada de agua.
Con las medidas tomadas se pone a prueba la estanquiedad de la caja. Durante las
primeras iteraciones se sumerge a 1m durante 4hs y se registra que entran 47cm3 de
agua. Dadas las dimensiones de la caja, esto representa aproximadamente una altura
de agua de 4mm desde el fondo de la caja. Esto no implica grandes riegos ya que el
motor se encuentra ubicado a 5mm. Ademas, durante los experimentos, el vehıculo
no se encontrara sumergido a esta profundidad durante un perıodo de tiempo tan
prolongado.
A pesar que este resultado es aceptable, se decide continuar mejorando la estan-
queidad del UUV, iterando en el diseno. Con la utilizacion del sellador entre la caja y
la tapa, se pone a prueba nuevamente el UUV. Esta vez se lo sumerge a una profun-
didad de 1m durante 15min con el objetivo de poder clasificar la resistencia al agua
segun el Codigo IP de la Comision Electrotecnica Internacional [26]. El resultado de
las pruebas es positivo, pudiendo comprobar que durante las pruebas llevadas a cabo
no puede detectarse la entrada de agua a la caja. Por este motivo, el vehıculo podrıa
certificarse con el codigo IPX7.
Se procede con los siguientes experimentos, durante las cuales se sigue alerta ante
signos que indiquen la entrada de agua. Estos son la salida de burbujas de aire desde
el interior de la caja o el aumento del peso del prototipo (no debido a la accion del
lastre).
4.2 Caracterizacion 57
4.2.4. Estabilidad
Se coloca al vehıculo dentro del agua y se observa si los contrapesos anadidos
resultan suficientes para contrarrestar el torque producido por el motor. Se comprueba
cualitativamente que cuando el vehıculo llega al equilibrio, los contrapesos anadidos
resultan suficientes, ya que la tapa queda aproximadamente paralela con la superficie
de agua.
Se procede a analizar la estabilidad del vehıculo frente a una perturbacion. Se
suelta al vehıculo en una posicion en la que el eje de la camisa presenta un cierto
angulo distinto de 90 con respecto a la superficie del agua. Una vez suelto se constata
cualitativamente que el vehıculo busca la posicion en la que el eje se encuentra normal
a la superficie. Esto quiere decir que los pesos agregados en la parte inferior de la caja
cumplieron el objetivo, lograr que el centro de masa quede por debajo del centro de
flotabilidad, generando un torque restitutivo ante perturbaciones.
4.2.5. Flotabilidad
Se busca que el peso del volumen de agua desplazada por el vehıculo, con el piston
a mitad de su recorrido, coincida con el peso del vehıculo; es decir, se busca una
flotabilidad neutra. Para lograr dicho cometido, se sumerge el mismo en agua y se espera
a que se llegue al equilibrio. Si el peso del vehıculo es mayor que el peso desplazado,
se hundira; si es menor, saldra a flote. El volumen que queda por sobre la superficie
multiplicado por la densidad del agua es igual a la diferencia entre el peso del vehıculo
y el desplazado. Se itera agregando y quitando pesos y poliestireno expandido hasta
que la flotabilidad es similar a la neutra. Por cuestiones de seguridad y de facilitar los
experimentos posteriores, se decide terminar de iterar cuando se logra una flotabilidad
similar a la neutra y levemente positiva, como se ve en la Figura 4.18.
Se determina que la flotabilidad depende de otras variables que no se tienen en
cuenta en el modelo inicial, por lo que lograr una flotabilidad neutra en la practica pre-
senta sus dificultades. Dejando la masa del vehıculo constante, se nota que el mismo
flota cuando se encuentra en las cercanıas de la superficie y que, cuando se encuentra
cercano al fondo se hunde. Existen ciertas variables que pueden afectar de esta manera
el comportamiento del UUV, entre las cuales se encuentran los cables y el flotador de
poliestireno expandido. A pesar de ser los cables de un diametro pequeno comparado
con el de los utilizados en primera instancia, estos participan en impedir el compor-
tamiento natural del vehıculo aplicando fuerzas dependientes de la profundidad. La
fuerza de peso efectivo que los cables ejercen al UUV depende de la altura hasta la
cual estan sumergidos. En cuanto al poliestireno expandido, este se comprime leve-
mente a medida que aumenta la profundidad, disminuyendo ası el volumen desplazado
y por lo tanto la fuerza flotante, haciendo que la profundidad aumente, agravando la
4.2 Caracterizacion 58
Figura 4.18: Flotabilidad levemente positiva del UUV.
situacion. Cuando disminuye la profundidad, este se expande levemente, aumentando
el volumen desplazado y la fuerza flotante, por lo que disminuye aun mas la profundi-
dad. Se trata de un sistema inestable que repercute en una dificultad para lograr una
flotabilidad neutra.
4.2.6. Calibracion sensor de presion
Para utilizar el sensor de presion BlueRobotics Bar30 se requiere conocer su grado
de confiabilidad para informar la profundidad en el rango a utilizar. Con este objetivo
se lleva a cabo el siguiente experimento.
Se adquieren lecturas de la presion con el sensor ubicado en diferentes profun-
didades, acoplando el mismo en distintas ubicaciones de una regla, la cual es luego
sumergida. Conociendo la distancia a la cual esta el sensor y la distancia que corres-
ponde al nivel de agua, se mide la profundidad del sensor. El sensor adquiere lecturas
de presion, mediante las cuales se calcula la profundidad a la cual se encuentra segun:
zsensor =Psensor − Patm
ρg(4.1)
donde zsensor es la profundidad calculada, Psensor es la lectura del sensor, Patm es la
lectura del sensor a presion atmosferica, ρ es la densidad del agua y g es la aceleracion
de la gravedad.
Teniendo la profundidad calculada y la medida mediante regla, que presenta un
error porcentual menor, se levanta el grafico de la Figura 4.19.
4.3 Analisis estructural simplificado 59
Figura 4.19: Calibracion del sensor de presion para la medicion de profundidad.
Se realiza un ajuste lineal y se corrobora que el valor de la pendiente incluye, entre
sus bandas de error, a la unidad. Se repite el experimento otras dos veces, comprobando
que los valores de las pendientes incluyen la unidad. Teniendo los valores de los ajustes,
se puede conocer la profundidad del sensor a partir de la lectura de presion del sensor,
conociendo tambien el error asociado a dicho calculo. A pesar que el fabricante indica
un error de ±2mm en el rango que se utiliza el sensor, se considera un error de ±2cm.
Se asigna dicha magnitud al error luego de haber medido a diferentes profundidades
durante 10min cada una y registrar dicha variacion en las lecturas.
4.3. Analisis estructural simplificado
Se realiza un analisis estructural de algunos componentes del segundo prototipo. Se
utiliza un programa de analisis por elementos finitos y luego se contrastan los resultados
con un calculo analıtico simplificado.
Ante el desconocimiento del material real utilizado, para los calculos se consideran
materiales comunmente utilizados en la industria: AISI 1040 y aluminio de la serie
1100, cuyas propiedades se encuentran en las referencias [19] y [27] respectivamente.
Se muestran en la tabla 4.1 los valores de las propiedades pertinentes a los calculos
realizados. Cabe destacar que, al ser un analisis simplificado, no se determinan los
factores de seguridad y se decide considerar como tension admisible a la tension de
fluencia.
4.3 Analisis estructural simplificado 60
AISI 1040 Al serie 1100Densidad (g/cm3) 7,8 2,7Modulo de elasticidad (GPa) 200 69Tension de fluencia (MPa) 290 75Coeficiente de Poisson 0.29 0.33
Tabla 4.1: Propiedades de los materiales utilizados en el analisis estructural.[19][27]
4.3.1. Calculo computacional
Contando con el modelo 3D del prototipo construido, se utiliza el programa de
analisis por elementos finitos Abaqus R© para simular la respuesta del conjunto tapa-
caja frente a diferentes condiciones de carga. Se simula dicho conjunto ya que es el
que se exige de forma crıtica, debido a la diferencia entre la presion interior, supuesta
atmosferica, y la exterior, que depende de la profundidad a la cual se sumerge el con-
junto. Por otro lado, las semiesferas de acrılico no se encuentran sometidas a diferencia
de presion debido a que el agua se encuentra en ambas caras de las mismas y, por lo
tanto, no se tienen en cuenta en las simulaciones. En la Figura 4.20 se puede observar
el mallado del conjunto a evaluar.
Figura 4.20: Mallado del conjunto a evaluar en el calculo por elementos finitos.
Las simulaciones llevadas a cabo son una primera aproximacion al problema y se
requieren de futuros trabajos para contar con resultados definitivos. Es de importancia
notar que durante las simulaciones no se modelan los cordones de soldadura presentes,
ni tampoco se tiene en consideracion las concentraciones de tensiones dadas por la
geometrıa de las piezas. Las interacciones entre la tapa, la caja, los tornillos y el sellador
tampoco son tenidas en cuenta en este modelo.
4.3 Analisis estructural simplificado 61
Prueba hidraulica
En primer lugar, se simula la respuesta del conjunto sometido a una prueba hidrauli-
ca. Como condicion de carga se aplica una presion uniforme correspondiente a estar
sumergido en agua a una profundidad de 1m, debido a que este es el valor en el cual se
trabaja en los experimentos realizados. Esta condicion de presion es una simplificacion
del caso real, en el cual la presion presenta un perfil lineal con la profundidad. Las
condiciones de contorno, preliminares, elegidas para representar al solido sumergido
en agua consistieron en restringir el desplazamiento en las tres direcciones en una de
las esquinas de la caja, dos en otra esquina y una direccion en una tercera esquina,
de manera de restringir los seis grados de libertad del conjunto. Una mejor eleccion
podrıa ser empotrar el centro de masa de la estructura, aunque dicha alternativa no se
explora debido a los plazos del PI. La condicion de carga y las condiciones de contorno
se muestran en la Figura 4.21. Las flechas violetas corresponden a la presion aplica-
da y cada triangulo naranja corresponde a la restriccion del desplazamiento en una
direccion. Los resultados de la simulacion se muestran en las Figuras 4.22a y 4.22b.
Figura 4.21: Condicion de carga y condiciones de contorno utilizados en la simulacion.
En la Figura 4.22a se muestra la tension equivalente de Von Mises calculada. La
tension maxima se encuentra en un nodo correspondiente a una esquina de la caja y
su valor es de 8, 7MPa. Dicha concentracion de tensiones puede deberse a los tipos
de elementos utilizados para el mallado y la geometrıa plana con la que se modela
la pieza. Para evitar estos fenomenos deberıa explorarse la alternativa de analizar la
geometrıa mediante elementos 3D. De nuevo, esto escapa a este PI. Como el valor
4.3 Analisis estructural simplificado 62
(a) Tension equivalente de Von Mises. (b) Modulo de los desplazamientos.
Figura 4.22: Resultados de la simulacion de la prueba hidraulica.
obtenido no es representativo del problema fısico, se descarta este nodo y se redefine la
escala de manera que el maximo corresponda a la siguiente zona en la cual la tension
es importante. Obviando la tension maxima producida en un nodo de las esquinas,
se puede observar que las tensiones mayores se encuentran en las aristas de la caja,
coincidiendo de esta manera con la referencia [28]. El zona de la tension maxima se
encuentra indicada en la Figura 4.22a. La magnitud de la tension equivalente de Von
Mises es de 4, 5MPa, lo cual representa un 6 % de la tension de fluencia.
La Figura 4.22b muestra los desplazamientos en las condiciones simuladas. El maxi-
mo desplazamiento tiene lugar en el centro de la cara de mayor superficie y su valor
es 19, 5µm. La ubicacion del maximo desplazamiento coincide con lo indicado en las
formulas analıticas de la referencia [28]. El valor de tension en esa zona es de 2, 4MPa.
Colapso
En esta seccion se estudia el fenomeno de colapso de la estructura. Esto se hace
aplicando la metodologıa de “analisis lımite” [29]. Consiste en aumentar la carga hasta
que el equilibro estatico de la estructura no se puede establecer, es decir que la solucion
del modelo de elementos finitos no converge.
Para realizar el calculo de la presion maxima soportada por la estructura antes de
ocurrir el colapso, se supone un comportamiento elastico perfectamente plastico. Se
supone una tension de fluencia del aluminio de 75MPa, segun [27]. Como semilla se
utiliza una presion inicial (Pinicial) correspondiente a sumergir el prototipo en agua
4.3 Analisis estructural simplificado 63
hasta una profundidad de 100m. Se somete la estructura a una carga cuyo valor es
Pinicial2−2(n−1), donde n es el numero de iteracion. En la primera iteracion, se somete
la estructura a una presion del 100 % del valor inicial. Dada la magnitud de la presion
inicial, la zona del material que supera la tension de fluencia aumenta sucesivamente
hasta que no es posible soportar la carga, lo que se clasifica como un calculo invalido. En
este caso, se reduce la presion aplicada al 25 %(1/4) y se realiza nuevamente el calculo.
En caso que no sea posible soportar la carga nuevamente, se aplica 6, 25 %(1/16) de la
presion inicial y ası sucesivamente. Se itera hasta que la presion sea tal que la estructura
no colapse. Una vez que se llega a dicho estado se aumenta la presion aplicada en un
factor 2−2(n−1) y se continua aumentando en dicho factor la presion aplicada, hasta que
nuevamente crezca la zona de fluencia y la estructura vuelva a colapsar. Se continua
la iteracion hasta que el factor 2−2(n−1) sea menor que un lımite establecido, en el cual
los cambios en presion se consideran despreciables. El valor final de presion obtenido
de esta manera es la carga crıtica buscada.
Figura 4.23: Identificacion de la profundidad de colapso.
En la Figura 4.23 se muestra como aumenta el modulo de la deformacion maxima
a medida que se somete a una presion correspondiente a una profundidad cada vez
mayor. Debido a que a una profundidad cercana a los 55m la deformacion diverge, se
puede informar dicho valor como la profundidad a la cual las caras laterales del UUV
colapsarıan. La deformacion maxima se encuentra en todas las iteraciones convergentes
en el centro de la cara de mayor superficie, como se muestra en la Figura 4.24. En la
misma se muestran las deformaciones en la ultima iteracion.
Una hipotesis fuerte en este razonamiento es que la estanqueidad del UUV no falla
hasta esa profundidad. Por lo visto en la practica es mas probable que esto ocurra en
4.3 Analisis estructural simplificado 64
Figura 4.24: Deformaciones en la ultima iteracion de la simulacion de colapso.
primer lugar. Si falla la estanqueidad, entra agua a la caja, con lo que se igualarıan las
presiones internas y externas, por lo que no ocurrirıa el colapso.
4.3.2. Calculos analıticos
Con el fin de poder contrastar los resultados obtenidos en 4.3.1, se realiza un calculo
analıtico simplificado. El caso de estudio corresponde a una placa plana de espesor
constante empotrada en sus bordes. La eleccion de dicho caso se debe a que, segun los
resultados en 4.3.1, la caras de mayor superficie de la caja son los componentes mas
exigidos (suponiendo que las altas tensiones en la esquina de la caja corresponden a
un resultado no representativo).
La condicion de contorno de bordes empotrados se utiliza ya que se supone que
es la condicion que mejor refleja en el calculo el hecho que los bordes de las caras se
encuentran soldadas a las demas, lo que le da una mayor rigidez a la placa. Para los
calculos se supone que las dimensiones de la misma son largo a = 134mm, ancho b =
110mm y espesor t = 3mm, y que es sometida a una presion uniforme de q = 9, 8kPa,
correspondiente a encontrarse sumergido en agua a 1m de profundidad.
Segun el analisis de la referencia [28], la tension maxima (σmax) se encuentra en la
mitad del borde mas largo y la deformacion maxima (ymax) se encuentra en el centro
de la cara. Los valores de los mismos se pueden calcular como
4.4 Control 65
σmax = −β1qb2
t2
ymax = αqb4
Et3
(4.2)
donde E es el modulo de Young del material, β1 y α son constantes que dependen
de la relacion ab
cuyos valores se encuentran en la misma referencia.
Utilizando las formulas mencionadas anteriormente, se calcula una tension maxima
de 5, 15MPa y una deformacion maxima de 15µm.
4.3.3. Conclusiones
Como conclusiones de los calculos realizados, se puede observar que la solicitud
mecanica de los componentes, cuando se sumerge la estructura hasta 1m, es pequena,
siendo la tension maxima un 7 % de la tension de fluencia.
La profundidad a la cual colapsarıa la estructura es de 55m, si es que no se com-
promete la estanqueidad de la caja a una profundidad menor.
Los resultados de la simulacion computacional y del calculo analıtico son del mismo
orden, siendo la tension maxima en la simulacion un 11 % menor que la tension maxima
calculada analıticamente. La ubicacion de los maximos de tension y de desplazamiento
coinciden si es que no se tiene en cuenta la concentracion de tensiones en la esquina de
la caja. Por lo anterior, se puede suponer que la simulacion es representativa del caso
de estudio, dentro de las condiciones mencionadas inicialmente.
4.4. Control
Cumpliendo los requerimientos de estanquiedad, flotabilidad y estabilidad, habiendo
caracterizado el sensor de presion para conocer la profundidad del vehıculo y conociendo
la curva de fuerza maxima en funcion de la velocidad angular del motor y la constante
que relaciona la velocidad axial del piston con la de rotacion del motor, se procede
a realizar experimentos en los cuales se prueba de manera cualitativa el control de
profundidad del vehıculo.
Dadas las dimensiones del prototipo, la posicion en la cual se coloca el sensor de
presion y el arreglo experimental, la lectura maxima de profundidad a la cual se puede
sumergir el prototipo es de 50cm, siendo la posicion correspondiente a 0cm la mostrada
en la Figura 4.18. En la Figura 4.25 se muestra un esquema del arreglo experimental
4.4 Control 66
Figura 4.25: Arreglo experimental para pruebas de inmersion.
4.4.1. Respuesta natural
Los siguientes experimentos consisten en obtener la respuesta de movimiento libre
del sistema. Es decir, la respuesta del UUV dadas distintas condiciones iniciales, sin
actuar sobre el mismo (con el motor apagado).
Flotabilidad neutra
En la seccion de pruebas de flotabilidad se logra que el vehıculo presente una flo-
tabilidad positiva, cercana a la neutra, con el piston a mitad de su carrera (∆h = 0).
El resultado es que, sin importar a que profundidad se libere al vehıculo, este emer-
ge hacia la superficie. La medicion de la profundidad en funcion del tiempo del UUV
partiendo del reposo desde la profundidad maxima se puede ver en la Figura 4.26. La
velocidad del vehıculo es baja en comparacion con las velocidades que se observan en
los experimentos posteriores.
Flotabilidad negativa
Se coloca el piston en su posicion inferior (∆h = hmax), dejando entrar la mayor
cantidad de agua posible, y partiendo del reposo en la superficie, se libera el vehıculo.
En la Figura 4.27 se muestra la profundidad en funcion del tiempo.
4.4 Control 67
Figura 4.26: Profundidad en funcion del tiempo con ∆h = 0.
Figura 4.27: Profundidad en funcion del tiempo con ∆h = hmax.
Flotabilidad positiva
Se coloca el piston en su posicion superior (∆h = −hmax), expulsando la mayor
cantidad de agua posible, y partiendo del reposo desde la profundidad maxima, se
libera el vehıculo. En la Figura 4.28 se muestra la profundidad en funcion del tiempo.
4.4 Control 68
Figura 4.28: Profundidad en funcion del tiempo con ∆h = −hmax.
Conclusiones
En la Figura 4.26 se observa que la flotabilidad con el piston ubicado a mitad de
carrera es levemente positiva. El tiempo que tarda en emerger es aproximadamente
diez veces el que tarda cuando el piston se encuentra ubicado en −hmax por lo que se
considera que la flotabilidad es suficientemente proxima a la neutra. Se puede mejorar
en este aspecto, logrando una flotabilidad aun mas cercana a la neutra si se repite el
experimento ubicando el piston a diferentes alturas hasta encontrar la posicion en la
cual el tiempo que tarda en emerger sea aun mayor, teniendo en cuenta las limitaciones
que se discuten en la seccion 4.2.5.
Se observa que el tiempo que tarda el vehıculo en hundirse desde la superficie hasta
los 50cm (Figura 4.27), es mayor que el que tarda el mismo en recorrer la misma
distancia en el sentido inverso (Figura 4.28). Esto se atribuye a que la flotabilidad es
levemente positiva, haciendo que la magnitud del ∆m sea menor en el primer caso.
De estas tres mediciones se comprueba que la utilizacion de un sistema de lastre
variable permite variar la flotabilidad del prototipo.
Habiendo comprobado que el sistema de lastre variable permite la variacion de la
flotabilidad del UUV, y luego de obtener la respuesta natural del sistema, se procede a
realizar experimentos en los cuales se varıa la posicion del piston de manera dinamica
para observar como esta repercute en la profundidad del UUV.
4.4 Control 69
4.4.2. Control directo de la posicion del piston
En primera instancia, se implementa un codigo en el Arduino IDE, de manera
tal que se controla la posicion del piston mediante un potenciometro. Se alimenta
al mismo con un voltaje de 5V y se conecta su salida a una entrada analogica del
Arduino. Se implementa un codigo logrando que la posicion de maxima resistencia del
potenciometro corresponda con la posicion de maxima entrada de agua al lastre y que
la mınima resistencia del potenciometro corresponda con la maxima salida de agua del
lastre. De esta manera, utilizando como control el potenciometro se puede variar la
flotabilidad del UUV.
A modo ilustrativo, se muestra en la Figura 4.29 las mediciones de una de las
pruebas del sistema que se llevan a cabo. Las mediciones corresponden a una variacion
de la flotabilidad mediante la variacion arbitraria de la posicion del piston. En la misma
la lınea roja central es la profundidad medida mientras que las lıneas negras indican
las bandas de error.
Figura 4.29: Profundidad en funcion del tiempo, controlando directamente la posicion delpiston.
4.4.3. Lazo cerrado
Con el objetivo de controlar la profundidad del prototipo de manera automatica,
se implementa un codigo en el Arduino IDE que controla la posicion del piston de-
pendiendo de la diferencia entre la profundidad actual y la profundidad deseada. El
codigo utilizado se encuentra comentado en el anexo B. Cabe aclarar que este lazo de
4.4 Control 70
control tiene el objetivo de comprobar la viabilidad de controlar la profundidad. No se
implementa un lazo de control utilizando la teorıa de control debido a los tiempos con
los que se cuenta para este PI.
Estando el vehıculo en reposo en la superficie, se le indica que se mantenga a una
profundidad de 25cm. La respuesta del sistema se muestra en la Figura 4.30. Se observa
en la misma un sobrepico de 5 %, un tiempo de crecimiento de 12, 5s y un error de estado
estacionario del 8 %.
Figura 4.30: Profundidad en funcion del tiempo implementando un lazo cerrado.
Conclusiones
Con los experimentos realizados se comprueba que el control de profunidad de un
vehıculo robotico subacuatico es viable a traves de la variacion de flotabilidad utilizando
un lastre de volumen variable.
4.4.4. Validacion del modelo en Simulink R©
Utilizando los datos de los experimentos realizados con el segundo prototipo, se
comparan los resultados experimentales con los simulados en el modelo en Simulink R©.
El objetivo es validar un modelo que represente el comportamiento del UUV en la
realidad.
4.4 Control 71
Ajuste del modelo
Con el objetivo que el modelo simulado represente los mas fielmente posible el
comportamiento real del UUV, se procede a ajustar ciertos parametros del modelo.
Para cumplir con dicho objetivo se tiene en cuenta la respuesta natural del sistema
dadas ciertas condiciones iniciales.
Flotabilidad neutra
Conociendo las dificultades de lograr una flotabilidad neutra en la practica, se
intenta reflejar dicha caracterıstica en el modelo al agregar, a me, una mcte de una
magnitud tal que los valores simuladores coincidan con las mediciones dentro del error.
La Figura 4.31 muestra la profundidad en funcion del tiempo en ambos casos. El
caso representado corresponde a liberar el vehıculo desde el fondo del tanque, con
∆h = 0 y con una velocidad nula. Las lineas finas negras a los lados de los valores
de profundidad medida corresponden a los errores de dichas mediciones (aplica para
todos los graficos de esta seccion). Se puede observar que la profundidad simulada se
encuentra la mayor parte del tiempo dentro del margen de error de las mediciones
realizadas.
Figura 4.31: Flotabilidad neutra: valores experimentales y simulados.
Con este analisis puede simularse el efecto de la dificultad en la practica de tener
una flotabilidad distinta a la neutra con el piston ubicado en ∆h = 0. Mediante prueba
y error, se llega a un valor de mcte = −0, 52g para ajustar los datos. El signo de la masa
agregada indica que se le quita masa al objeto para que la flotabilidad sea positiva.
4.4 Control 72
Una vez que se obtiene el valor de mcte = −0, 52g que se debe agregar a los parametros
para reflejar la flotabilidad levemente positiva que se tiene en la practica, se proceden
a simular los casos de flotabilidad negativa y positiva.
Flotabilidad negativa
En la Figura 4.32 se muestran la profundidad en funcion del tiempo para el caso
en que se cuenta con una flotabilidad negativa. Suponiendo que el motor no resbala
ningun paso, se le agrega una masa ∆m = (30±1)g (que es el valor maximo que puede
agregarse) y se lo libera desde la superficie.
Figura 4.32: Flotabilidad negativa: valores experimentales y simulados.
Observando los datos medidos se puede inferir que la hipotesis de liberar el UUV
a una velocidad nula no se cumple en la realidad. Para tener en cuenta este fenomeno
se le asigna una velocidad inicial al UUV en la simulacion. Con el fin de encontrar la
magnitud de dicha velocidad inicial se realiza un ajuste cuadratico a los datos medidos
de profundidad. El coeficiente lineal es la velocidad en el instante inicial. Para este caso
se utiliza una velocidad inicial de 1, 3 cms
.
Para ajustar los parametros de la simulacion y que sus resultados coincidan con
las mediciones, se agrega una constante de correccion a la fuerza de arrastre. Se elije
ajustar con esta variable ya que la fuerza de arrastre calculada supone que el objeto
es una esfera, mientras que en la practica el objeto no cumple con esta condicion.
La variacion de este parametro influye en el caso de flotabilidad neutra, por lo que
se debe variar nuevamente el valor de mcte y hacer que coincidan nuevamente los
4.4 Control 73
resultados. La variacion de mcte influye, a su vez, en el comportamiento de la simulacion
de flotabilidad negativa. Debido a esta realimentacion, debe iterarse hasta que los
resultados simulados coincidan con los medidos en ambos casos. Luego de las iteraciones
se define mcte = 0, 67g y se considera un coeficiente de arrastre cuyo valor es el 175 %
del valor calculado segun la ecuacion 2.7.
Cabe destacar que, para considerar el efecto que tiene la presencia del labio mediante
el cual se unen las hemiesferas, se calcula el valor del coeficiente de arrastre utilizando un
diametro corregido. Esta correccion del diametro consiste en calcular el area proyectada
que tiene el UUV en la realidad y encontrar el diametro que tendrıa una esfera con la
misma area proyectada.
Flotabilidad Positiva
Para este caso se considera que se expulsa la maxima cantidad de agua posible del
UUV, ∆m = −(30±1)g y se calcula que la velocidad inicial es de −5 cms
. Se comprueba
que con los parametros de la simulacion modificados, la profundidad simulada coincide
con la medida, como se muestra en la Figura 4.33.
Figura 4.33: Flotabilidad positiva: valores experimentales y simulados.
4.4 Control 74
Conclusiones
Se ajusta el modelo para que los valores de profundidad simulados coincidan dentro
de la banda de error de los valores medidos. Es importante destacar que esta es una
primera aproximacion al ajuste del modelo ya que se deben realizar mas mediciones
para poder continuar corrigiendo el mismo y que sea representativo de mas casos de
estudio.
Validacion del modelo
Con el fin de comprobar que los parametros modificados en el modelo sean los
indicados para que el mismo represente correctamente el fenomeno en la realidad, se
realiza un experimento donde se controla la altura del piston con un potenciometro y se
recolectan las mediciones del sensor de presion. Contando con los datos de la ubicacion
del piston se simula la respuesta del modelo ante dicha entrada. La Figura 4.34 muestra
los resultados de dicha comparacion.
Figura 4.34: Validacion del modelo.
Se observa que la profundidad simulada difiere de los valores medidos en la mayorıa
de las mediciones. Durante los primeros segundos el comportamiento es similar. A me-
dida que transcurre el tiempo, los errores se acumulan haciendo que el modelo diverga
y no pueda imitar la profundidad medida. Se concluye que es necesario continuar ajus-
tando el modelo para que el comportamiento del prototipo pueda ser reflejado en la
simulacion.
4.4 Control 75
La necesidad de corregir de manera pronunciada el coeficiente de arrastre puede
deberse a que el mismo se calcula suponiendo que el objeto es una esfera. Contar con
dos hemiesfereas inundadas, implica que el agua se desplace por dentro de las mismas
cuando el UUV se encuentra en movimiento. Por lo tanto, la superficie de rozamiento
es el doble, lo que explicarıa el valor del factor de correccion del 175 %.
Cabe destacar que en el modelo no se tiene en cuenta la dinamica del acutador
del sistema; es decir, la dinamica del motor paso a paso. La entrada que se le envıa al
modelo es la posicion del piston en funcion del tiempo. Por como se adquieren los datos
de las mediciones, la posicion del piston es escalonada, como se puede observar en los
anexos, en la Figura A.3. Esto hace que la velocidad de avance del piston, y por ende
del motor, sea supuesta infinita. Como se sabe que lo anterior no ocurre en la realidad,
lo que se deberıa hacer es utilizar la velocidad del motor en funcion del tiempo para
simular la dinamica de la respuesta del motor y utilizar su salida como dato de entrada
para el modelo. Tambien se supone en el modelo que el piston es completamente rıgido.
No se simula la flexibilidad que puede tener el mismo.
En el modelo tampoco se tienen en cuenta fuerzas transitorias que puedan existir
debido a la utilizacion del sistema de lastre variable, como ası tampoco se tiene en
cuenta la presencia de cables que conectan al UUV, cuyo peso efectivo varıa con la
profundidad a la cual se encuentran sumergidos. Ademas, tampoco se simulan otros
efectos o alinealidades presentes en la realidad, tales como retardos temporales de
sensores, actuadores y controladores o el juego presente entre los engranajes, etc.
Por todo lo anterior, si bien se observa un comportamiento cualitativamente similar
entre la respuesta del modelo y los datos medidos en la realidad, no se puede validar
el modelo cuantitativamente.
Capıtulo 5
Conclusiones
Se puede afirmar que, en lıneas generales, los objetivos del PI, mencionados al
comienzo del mismo, son cumplidos. Algunas de las conclusiones importantes que se
pueden mencionar son las siguientes.
Se disena conceptualmente un sistema de variacion de flotabilidad para lograr el
control de profundidad de un vehıculo robotico subacuatico motivado en su utili-
zacion para realizar inspecciones visuales de componentes bajo agua en reactores
nucleares.
Se comprueba experimentalmente que controlar la profundidad de un vehıculo
robotico subacuatico es viable a traves de la implementacion de un sistema de
variacion de flotabilidad mediante la utilizacion de un lastre de volumen variable.
Se disena, construye y caracteriza un primer prototipo con el cual se varia la
cantidad de agua presente en el interior de una camisa al desplazar un piston.
Esto se consigue mediante la utilizacion de un mecanismo tuerca husillo, actuado
por un motor paso a paso. Se identifican posibles mejoras y se las implementa en
un segundo prototipo.
Se disena y construye un segundo prototipo para estudiar el comportamiento de
un vehıculo subacuatico sumergido, contando con un sistema de lastre de volumen
variable para el control de su profundidad. Se caracteriza el prototipo con el fin
de someterlo a diferentes pruebas experimentales.
Se comprueba, mediante la obtencion de la respuesta natural del vehıculo, que
la utilizacion de un sistema de lastre variable permite controlar la flotabilidad de
un objeto sumergido. Dichas experiencias validan de manera cualitativa la base
de diseno.
Se implementa un control directo sobre la posicion del piston para observar el
comportamiento de la profundidad del vehıculo ante variaciones dinamicas de su
76
77
flotabilidad. Se verifica que la variacion de la flotabilidad permite el control de la
profundidad del vehıculo.
Se implementa, mediante codigo, una primera aproximacion a un control a lazo
cerrado para la profundidad del vehıculo. Se obtiene una respuesta a un escalon
de 25cm de profundidad, con un sobrepico del 5 %, un tiempo de crecimiento de
12, 5s y un error de estado estacionario del 8 %
Se realizan mediciones que permiten ajustar la simulacion basada en el modelo
teorico. Se fracasa en validar cuantitativamente dicho modelo ya que la respuesta
simulada no coincide completamente con la respuesta obtenida en la practica. Un
posible motivo puede ser el no incluir la simulacion de la dinamica del actuador
dentro del modelo o la utilizacion de un coeficiente de arrastre correspondiente a
una esfera.
A lo largo del PI se logra integrar conocimientos vistos en la carrera, profun-
dizando en ciertos temas como mecanismos y electronica. Al mismo tiempo, se
adquieren nuevos conocimientos y herramientas de ingenierıa, tales como el ma-
nejo de software de diseno mecanico, calculo por elementos finitos, diseno de
placas de circuito impreso, procesamiento de imagenes y videos, programacion de
sistemas embebidos, entre otros.
Al haber realizado un PI que incluye las etapas desde el diseno hasta la fabricacion
y caracterizacion, se logra tener una nocion mas cercana a la realidad de la dis-
tancia existente entre teorıa y practica. Se trabaja durante el PI en la fabricacion
de componentes mecanicos e implementacion de componentes electronicos, en es-
trecha relacion con tecnicos del Laboratorio de Ingenierıas del Instituto Balseiro,
logrando desarrollar importantes habilidades para el futuro profesional.
Trabajos futuros
Debido a los plazos con los que se cuenta para este PI, existen ciertos aspectos que
no son considerados en el mismo, y que dan lugar a trabajos a realizarse en un futuro.
Alimentacion y comunicacion inalambrica: Si bien se menciona en la in-
troduccion del PI que la ausencia de cables es un requerimiento del diseno del
UUV, se obvia dicho requerimiento en este PI. Se puede comprobar la influencia
de los cables en la dinamica del UUV cuando el mismo se encuentra sumergido.
Este es un aspecto que puede ser investigado en futuros trabajos, analizando la
posibilidad de implementar una alimentacion con baterıas y una comunicacion
inalambrica en un medio acuatico.
78
Estanqueidad: La construccion de una caja estanca para poder alojar a los
componentes sensibles a la presencia de agua es imprescindible para la segura
utilizacion de los UUV. Es un desafıo interesante disenar dicha caja para que
soporte diferencias de presion entre su interior y exterior equivalente a varios
metros de columna de agua. Al mismo tiempo, el diseno se podrıa optimizar
para que posibilite abrir y cerrar la misma de manera tal que el recambio de
componentes en su interior sea un proceso simple y rapido.
Sistemas auxiliares: Se desarrollaron en este PI dos sistemas auxiliares que
no pudieron implementarse, estos son: un sistema de fin de carrera y un sensor
de presencia de agua. Serıa de utilidad para futuros prototipos continuar con el
desarrollo de los mismos.
Modelo teorico: Teniendo el prototipo construido, caracterizado y funcionando,
se pueden llevar a cabo mas mediciones con el fin de ajustar mas a la realidad
el modelo simulado. Al mismo tiempo, se puede mejorar este ultimo mediante
la inclusion de la dinamica del motor. Otros aspectos a tener en cuenta, que en
modelo desarrollado en este PI son obviados, son las fuerzas que aparecen debido
a la expulsion o ingreso de agua al UUV, como ası tambien el peso aparente que
ejercen los cables.
Control a lazo cerrado: Se concluye en este PI que la implementacion de un
lazo cerrado es factible para el control de profundidad. Una vez que se tenga un
modelo que simule de manera correcta la fısica del problema, se puede desarrollar,
mediante la aplicacion de conceptos de teorıa de control, la implementacion de
un controlador para que comande el motor y logre controlar la profundidad a la
cual se ubica el UUV.
Apendice A
Modelado en Simulink R©
A continuacion se encuentran los diagramas de bloques utilizados en el modelo en
Simulink R©.
Figura A.1: Diagrama de bloques de la simulacion utilizado para la simulacion de la ecuacion2.5.
79
80
Figura A.2: Diagrama de bloques del subsistema Fuerza de Drag para el calculo del coeficientede arrastre segun la ecuacion 2.7.
En la Figura A.1 se muestra el diagrama de bloques utilizado para la simulacion de
la de la ecuacion 2.5. El bloque Switch1 se utiliza para elegir la entrada de los datos de
∆m. En la respuesta natural (seccion 4.4.1) se utiliza de un valor constante dado por
codigo mientras que en la validacion los valores de la altura del piston es la entrada al
sistema.
El subsistema Fuerza de Drag se encuentra detallado en la Figura A.2. El codigo
de la funcion llamada en el bloque C D=f(Re) se muestra a continuacion.
1 f unc t i on y = fcn (u)
2 u=abs (u)
3 y = 24/u + 2 .6∗ ( u/5) ∗(1+(u/5) ) ˆ(−1.52) + 0 .411∗ ( u /(2 .63∗10ˆ5)
) ˆ(−7.94) ∗(1+(u /(2 .63∗10ˆ5) ) ˆ(−8.0) ) ˆ−1+(0.25∗u∗10ˆ−6)/(1+u
∗10ˆ−6) ;
Los parametros necesarios para la simulacion son insertados mediante el siguiente
codigo:
1 c l c , c l e a r a l l ;
2 %% Constantes g e n e r a l e s :
3 rho =998.29; % Densidad de l agua@20C en [ kg/mˆ3 ]
4 mu=0.001003; % Viscos idad dinamica de l agua@20C en [ kg/m∗ s ]
5 P atm=101325; % Pres ion a tmos f e r i c a en [ Pa ]
6 g =9.80665; % Ace l e rac i on de l a gravedad en [m/ s ˆ2 ]
7 %% Constantes de l Objeto Sumergido
8 D=0.250; %Diametro en m
9 Mo=2.560; %Masa de l OS en kg
10 Aproy=0.25∗ pi ∗Dˆ2 ; %Area proyectada
11 D alet =0.30; %Diametro externo a l e t a s
12 Aproy=Aproy+0.5∗ pi /4∗( D a le tˆ2−Dˆ2) ; %Correcc ion area proy
13 D=(4∗Aproy/ p i ) ˆ 0 . 5 ; %Diametro equ iva l en t e
81
14 Ma=rho ∗1/12∗ pi ∗Dˆ3 ; %Masa agregada
15
16 %% Constantes motor
17 k t = 8.5/60000 ; %r e l a c i o n t ransmi s ion en mm/RPM
18 rpm = −50; %ve loc idad angular en RPM
19 vueltas maximas = 4 . 5 ; %r e c o r r i d o maximo
20
21 %% Constantes de l l a s t r e
22 D piston = 0 . 0 3 0 ; %Diametro p i s ton en m
23 A piston = pi ∗D piston ˆ2/4 ; %Area p i s ton
24 Dh max = k t ∗60∗ vueltas maximas ; %a l t u r a maxima
25
26 %% Constantes de l metodo exper imenta l
27 z max = 0 . 5 2 ; %profundidad fondo tanque
28 z min = 0 ; %profunidad sup de l agua
29
30 %% Parametros de l a s imulac ion
31 z i n i c i a l = 0 . 5 0 ; %Profundidad i n i c i a l
32 v i n i c i a l = −5/100; %Velocidad i n i c i a l
33 Dm = −0.030; %Delta masa agregado
34
35 %% Importar datos de medic iones
36 %F l o t a b i l i d a d neutra
37 A=importdata ( ’ Neutra . txt ’ ) ;
38 TiempoNeutra=A. data ( : , 1 ) ;
39 ProfundidadNeutra=A. data ( : , 2 ) ;
40 Neutra=[TiempoNeutra ProfundidadNeutra ] ;
41 NeutraError1 =[TiempoNeutra ProfundidadNeutra +2] ;
42 NeutraError2 =[TiempoNeutra ProfundidadNeutra −2] ;
43 %F l o t a b i l i d a d negat iva
44 A = importdata ( ’ Negativa . txt ’ ) ;
45 TiempoNegativa = A. data ( : , 1 ) ;
46 ProfundidadNegativa = A. data ( : , 2 ) ;
47 Negativa = [ TiempoNegativa ProfundidadNegativa ] ;
48 Negat ivaError1 = [ TiempoNegativa ProfundidadNegativa +2] ;
49 Negat ivaError2 = [ TiempoNegativa ProfundidadNegativa −2] ;
50 %F l o t a b i l i d a d p o s i t i v a
51 A = importdata ( ’ Po s i t i va . txt ’ ) ;
52 TiempoPosit iva = A. data ( : , 1 ) ;
82
53 ProfundidadPos i t iva = A. data ( : , 2 ) ;
54 Po s i t i va = [ TiempoPosit iva Pro fundidadPos i t iva ] ;
55 Pos i t i vaEr ro r1 = [ TiempoPosit iva Pro fundidadPos i t iva +2] ;
56 Pos i t i vaEr ro r2 = [ TiempoPosit iva ProfundidadPos i t iva −2] ;
57 %Val idac ion
58 A = importdata ( ’ Va l idac ion . txt ’ ) ;
59 TiempoValidacion = A. data ( : , 1 ) ;
60 ProfundidadVal idac ion = A. data ( : , 2 ) ;
61 Pis tonVa l idac ion = A. data ( : , 3 ) ;
62 Piston = [ TiempoValidacion Pi s tonVa l idac ion ] ;
63 Val idac ion = [ TiempoValidacion ProfundidadVal idac ion ] ;
64 Val idac ionError1 = [ TiempoValidacion ProfundidadVal idac ion +2] ;
65 Val idac ionError2 = [ TiempoValidacion ProfundidadVal idacion −2] ;
66
67 %% Simulink
68 ModeloSimulinkObjetoSumergido
69 c o r r e c c i o n = 1 . 7 5 ; %c o r r e c c i o n fue r za de a r r a s t r e
70 m cte = −0.00067; %c o r r e c c i o n masa c te
71 Dh cte = m cte /( rho∗A piston ) ; %c o r r e c c i o n masa c te en a l t u r a
Ejemplo de entrada del sistema
En la seccion 4.4.4, se muestran los datos de salida del modelo contando con la
ubicacion del piston en funcion del tiempo como dato de entrada. En dicha seccion se
hace referencia al comportamiento escalonado de dicha entrada. Con el fin de ilustrar
dicho comportamiento, se muestra en la Figura A.3 un ejemplo de los datos de entrada
del modelo (altura del piston ∆h) en funcion del tiempo.
Figura A.3: Ejemplo de datos de entrada del modelo.
Apendice B
Codigo control lazo cerrado
En la seccion 4.4.3 se menciona la implementacion de un codigo para el control de
profundidad del UUV a traves del control de la posicion del piston, dependiendo de
la diferencia entre la profundidad actual y la profundidad deseada. A continuacion se
encuentra el codigo utilizado con sus comentarios.
Este sistema de control se implementa con el objetivo de demostrar la viabilidad
de utilizar un sistema de lastre variable para el control de profundidad de un UUV, en
el mismo no se aplican nociones de teorıa de control.
Listing B.1: Codigo control lazo cerrado
1 // Conf igurac ion de l motor
2 #inc lude <Stepper . h> //Se u t i l i z a una l i b r e r i a ya i n c l u i d a
para e l c o n t r o l de motores paso a paso .
3 #d e f i n e STEPS 200 //Se e s p e c i f i c a l a cant idad de pasos
por r evo lu c i on de l motor .
4 Stepper s t epper (STEPS, 2 , 3 , 4 , 5) ; //Se con f i guran l a s
s a l i d a s para e l c o n t r o l de l motor .
5
6 // Conf igurac ion de l s enso r de pr e s i on
7 #inc lude <Wire . h> //Se con f i gu ra l a comunicacion con e l
s enso r de p r e s i on .
8 #inc lude ”MS5837 . h” //Se u t i l i z a una l i b r e r i a p r o v i s t a por
e l f a b r i c a n t e de l s enso r de pr e s i on .
9 MS5837 senso r ;
10
11 / d e f i n i c i o n de v a r i a b l e s
12 i n t primeraVez = 1 ; //Bandera para conocer s i e s l a primera
vez que se co r r e e l cod igo .
13 f l o a t DQ = 0 ;
83
84
14 f l o a t DE = 0 ;
15 i n t conver s i on = 200 ; // Factor de conver s i on de vue l t a s a
pasos .
16
17 i n t Prof ;
18 i n t SetPoint = 25 ; // Profundidad deseada
19 i n t caso = 0 ;
20 i n t s = 0 ;
21 i n t hmax = 2 ; //Se con f i gu ra e l Deltah maximo en vue l t a s
. Res t r inge l a fu e r za maxima que se l e a p l i c a a l UUV.
22 i n t s a l i r = 1 ; // Var iab le de s a l i d a de emergencia .
23
24 // Conf igurac ion i n i c a l
25 void setup ( ) 26 s t epper . setSpeed (50) ; // Veloc idad de ro ta c i on
27
28 // H a b i l i t a c i o n de l o s dos puentes H
29 pinMode (10 , OUTPUT) ; d i g i t a l W r i t e (10 , HIGH) ;
30 pinMode (9 , OUTPUT) ; d i g i t a l W r i t e (9 , HIGH) ;
31
32 pinMode (11 , INPUT) ; //Pin de l e c t u r a para i d e n t i f i c a r s i
e s l a primera vez que se co r r e e l programa .
33 pinMode (12 , INPUT) ; //Pin de l e c t u r a para i d e n t i f i c a r una
s a l i d a de emergencia .
34
35 S e r i a l . begin (9600) ; // I n i c i a c i o n de l a comunicacion en e l
puerto s e r i e .
36
37 Wire . begin ( ) ; // I n i c i a c i o n de l a comunicacion con e l
s enso r en pro toco l o I2C .
38
39 s enso r . i n i t ( ) ; // I n i c i a c i o n de l s enso r de p r e s i on .
40
41 s enso r . s e tF lu idDens i ty (997) ; // Densidad de l agua en kg/mˆ3 .
42
43 S e r i a l . p r i n t l n ( ” In i c i ando ” ) ;
44 45
46 //Se d e f i n e una func ion para f a c i l i t a r l a programacion . La
85
misma l l e v a a l motor a l a p o s i c i o n deseada DQ, desde l a
p o s i c i o n ac tua l DE. La p o s i c i o n se mide en vue l t a s .
47 f l o a t irA ( f l o a t DQ, f l o a t DE) 48 //DQ donde qu i e ro
49 //DE donde es toy
50
51 f l o a t pasos = conver s i on ∗ (DQ − DE) ; // Cantidad de pasos a
dar .
52
53 // Determinacion de l s en t ido de g i r o .
54 i n t s en t ido = 0 ;
55 i f ( pasos > 0) 56 s en t ido = 1 ;
57 58 e l s e 59 s en t ido = −1;
60 61
62 // D e f i n i c i o n de una banda muerta para r e d u c i r e l ru ido .
63 f l o a t e r r o r = 0 . 0 1 ;
64 i f ( abs (DQ − DE) > e r r o r )
65 66 //Se d o s i f i c a l a cant idad de pasos t o t a l e s en tramos de 40
pasos con e l o b j e t i v o de poder r e a l i z a r una l e c t u r a de
l a p r e s i on .
67 //A una ve loc idad de ro ta c i on de 50 RPM, 40 pasos
corresponden a 250ms .
68 whi le ( abs ( pasos ) > 40) 69 s t epper . s tep ( s en t ido ∗ 40) ;
70 pasos = pasos − s en t ido ∗ 40 ;
71 DE = DE + f l o a t ( s en t ido ) ∗ 40 / f l o a t ( conver s i on ) ;
72 S e r i a l . p r i n t (DE) ;
73 S e r i a l . p r i n t ( ’\ t ’ ) ;
74
75 //Se r e a l i z a l a l e c t u r a de l s enso r de pr e s i on .
76 s enso r . read ( ) ;
77 // S i e l va l o r de l a l e c t u r a de profundidad supera l o s
100cm se de sca r ta l a medicion y se a l e r t a con un
e r r o r .
86
78 i f ( abs ( s enso r . depth ( ) ∗ 100) < 100) 79 Prof = senso r . depth ( ) ∗ 100 ;
80 81 e l s e 82 S e r i a l . p r i n t ( ” e r r o r ” ) ; S e r i a l . p r i n t ( ’\ t ’ ) ;
83 84 S e r i a l . p r i n t l n ( Prof ) ;
85 86 s t epper . s tep ( pasos ) ;
87
88 //Se a c t u a l i z a l a p o s i c i o n ac tua l de l motor .
89 //Se supone que e l motor no r e s b a l a durante l a operac ion .
90 DE = DQ;
91 92 r e turn DE; // Devuelve l a p o s i c i o n ac tua l .
93 94
95 void loop ( ) 96 //Se con f i gu ra para que l a primera vez que se co r r e e l
codigo , e l p i s ton baje desde e l borde s u p e r i o r de l a
camisa hasta l a p o s i c i o n ubicada a 5 ,3 vue l t a s debajo .
En dicha p o s i c i o n se d e f i n e Deltah =0.
97 i f ( primeraVez & d ig i ta lRead (12) )
98 99 delay (2000) ;
100 primeraVez = 0 ;
101 //Se supone que e l p i s ton se encuentra en l a p o s i c i o n 5 . 3 ,
co r r e spond i en t e a l borde s u p e r i o r de l a camisa . Se l e
ordena que vaya a l a p o s i c i o n Deltah =0.
102 DE = irA (0 , 5 . 3 ) ;
103 104
105 //Se r e a l i z a una l e c t u r a de profundidad y se descartan
l e c t u r a s f a l l i d a s .
106 s enso r . read ( ) ;
107 i f ( abs ( s enso r . depth ( ) ∗ 100) < 100) 108 Prof = senso r . depth ( ) ∗ 100 ;
109 110 e l s e
87
111 S e r i a l . p r i n t ( ’\ t ’ ) ; S e r i a l . p r i n t ( ” e r r o r ” ) ;
112 113
114 //Se imprime en e l puerto s e r i a l l a profunidad ac tua l .
115 S e r i a l . p r i n t l n ( Prof ) ;
116 //Se r e a l i z a una medicion de profundidad cada 250ms .
117 delay (250) ;
118
119 //Se d e f i n e e l s en t ido de g i r o de l motor dependiendo de s i
se encuentra por a r r i b a o por debajo de l a profundidad
deseada .
120 i f ( Prof < SetPoint )
121 s = −1;
122 e l s e s = 1 ;
123
124 // Dependiendo de l a magnitud de l a d i f e r e n c i a ent r e l a
profundidad ac tua l y l a deseada , se c l a s i f i c a a l a
s i t a u c i o n en d i s t i n t o s casos , s i endo e l caso 1 cuando l a
d i f e r e n c i a es l a menor y e l caso 5 cuando es l a mayor .
125 i f ( abs ( Prof − SetPoint ) > 0)
126 caso = 1 ;
127 i f ( abs ( Prof − SetPoint ) > 3)
128 caso = 2 ;
129 i f ( abs ( Prof − SetPoint ) > 7)
130 caso = 3 ;
131 i f ( abs ( Prof − SetPoint ) > 18)
132 caso = 4 ;
133 i f ( abs ( Prof − SetPoint ) > 23)
134 caso = 5 ;
135 136 137 138
139 // Antes de actuar se v e r i f i c a que e l boton de emergencia no
haya s ido actuado .
140 i f ( d i g i t a lRead (11) ) 141 //En caso de emergencia , se l l e v a e l p i s ton a una p o s i c i o n
t a l que l a f l o t a b i l i d a d sea l o mas p o s i t i v a p o s i b l e
para hacer emerger a l UUV de l a p i l e t a en e l menor
88
tiempo p o s i b l e .
142 DE = irA ( 5 . 2 , DE) ;
143 s a l i r = 0 ;
144 145
146 // S i no se a c t i va l a emergencia , actuar segun e l caso .
147 //Cuanto mayor sea l a d i f e r e n c i a ent r e l a profundidad ac tua l
y l a deseada , tanto mas se a l e j a e l p i s ton de l punto de
f l o t a b i l i d a d neutra , por l o que l a fu e r za ap l i cada es
mayor .
148 i f ( s a l i r ) 149 switch ( caso ) 150 case 5 :
151 DE = irA ( s ∗ hmax , DE) ;
152 break ;
153 case 4 :
154 DE = irA ( s ∗ hmax/2 , DE) ;
155 break ;
156 case 3 :
157 DE = irA ( s ∗ hmax/4 , DE) ;
158 break ;
159 case 2 :
160 DE = irA ( s ∗ hmax/8 , DE) ;
161 break ;
162 case 1 :
163 DE = irA ( s ∗ hmax/16 , DE) ;
164 break ;
165 166 167
168 //Se imprime en e l puerto s e r i e l a a l t u r a a l a cua l se
encuentra e l p i s ton .
169 S e r i a l . p r i n t (DE) ;
170 S e r i a l . p r i n t ( ’\ t ’ ) ;
171
Apendice C
Primer prototipo: Mediciones
adicionales
C.1. Desplazamiento vs. Vueltas
En la seccion 3.2.1 se muestra en la Figura 3.5 los valores de Desplazamiento/Vuelta
vs. Vueltas. Los valores utilizados para graficar dicha figura se muestran la Figura C.1,
en la que se grafican los valores de desplazamiento en funcion de la cantidad de vueltas
dadas por el motor. Tambien se muestra un ajuste lineal realizado.
Figura C.1: Primer prototipo: Desplazamiento vs. vueltas.
89
C.2 Mediciones de corriente 90
C.2. Mediciones de corriente
Ademas de las mediciones sobre el primer prototipo mostradas en el capıtulo 3
(desplazamiento axial en funcion de las vueltas y fuerza maxima en funcion de la
velocidad angular), se realizan mediciones de consumo de corriente del motor sin carga
anadida en funcion de la velocidad angular y mediciones de consumo de corriente a
120RPM en funcion de la fuerza levantada.
Las mediciones de corriente realizadas en estas experiencia se leen de una pinza
amperometrica Center 223, la cual se encuentra intercalada entre la fuente y el doble
puente H. Es importante destacar que la medicion corresponde al valor medio de co-
rriente, mas alla que la corriente se suministra con una onda cuadrada cuyo perıodo se
relaciona con la velocidad a la cual se quiere hacer girar al motor.
C.2.1. Corriente vs. velocidad angular, sin carga anadida
Con el motor girando a determinada velocidad, se mide la corriente que se le sumi-
nistra al mismo, reiterandose el proceso con el motor girando a distintas velocidades.
La Figura C.2 muestra los resultados obtenidos.
Figura C.2: Primer prototipo: Corriente vs. velocidad angular, sin carga anadida.
Luego de la obtencion de la primera serie de mediciones se modifica el dispositivo
de manera que el juego que presentan las bancadas es disminuido y tambien mejora la
alineacion de los componentes. Esta mejora en la disposicion de los componentes se ve
reflejada en un consumo menor de corriente en las mismas condiciones. Se ve que la des-
alineacion es un factor con repercusiones importantes en el desempeno del dispositivo,
disminuyendo el consumo a un 25 % de la primera medicion, aproximadamente.
C.2 Mediciones de corriente 91
C.2.2. Corriente vs. fuerza, a velocidad angular constante
Manteniendo una velocidad de 120RPM se mide el consumo de corriente para
distintas masas adicionadas y se grafican los puntos en la Figura C.3.
Existe una diferencia entre la corriente consumida en la bajada y la subida. Por un
lado esta diferencia se entiende a que la bajada requiere un torque menor que en la
subida, como ya fue calculado previamente en 2.2.7. Sin embargo, estas diferencias (en
algunos casos hasta un 80 %) se pueden deber al juego que presentan las bancadas. Este
juego que presentan no es el mismo para ambas direcciones de movimiento, haciendo
que en una direccion la desalineacion sea mucho mas pronunciada, aumentando las
friccion, el torque necesario y por ende, la corriente demandada.
Figura C.3: Primer prototipo: Corriente vs. fuerza, a 120RPM .
Conociendo la corriente y el voltaje suministrado se puede calcular la potencia
entregada al sistema. Al mismo tiempo, conociendo la fuerza y la velocidad axial (a
traves del dato averiguado en 3.2.1) se puede calcular la potencia que el sistema entrega.
Con estos dos datos se puede calcular la eficiencia para cada punto, definida como el
cociente entre la potencia de salida (al levantar un determinado peso a una determinada
velocidad) y la potencia electrica suministrada. Dichos datos se muestran en la Figura
C.4.
De dicha figura, se ve que a mayores pesos la eficiencia, definida de esa manera,
aumenta. Esto se explica teniendo en cuenta que cuando no hay peso anadido, el sistema
tiene que consumir potencia para vencer las fricciones internas. A medida que el peso
es mayor, esta fraccion de potencia pasa a ser cada vez menos importante frente a la
C.2 Mediciones de corriente 92
potencia obtenida. Es de importancia notar que el valor maximo de eficiencia calculada
de esta manera es de tan solo un 4 %. Recuerdese el valor calculado en 2.2.7 para el
tornillo, 13 %. Esto demuestra que la eficiencia del sistema es un 30 % del valor que
podrıa llegar a ser si es que solamente se encontrara limitado por la eficiencia del
tornillo. Es decir que los otros componentes (ruedas dentadas, rodamientos, contacto
camisa-piston) hacen menos eficiente al sistema.
Figura C.4: Primer prototipo: Potencia suministrada y Eficiencia vs. fuerza, a 120RPM .
C.2.3. Corriente en holding torque
Con el objetivo de conocer cuanta corriente es suministrada al motor cuando este
se encuentra entregando el holding torque se realiza la medicion de la corriente con el
motor sin girar. La corriente medida es (35± 2) ∗ 10mA.
Apendice D
Conversor bidireccional
Como se explica en la seccion 4.1.7, la plaqueta Arduino utilizada maneja una
logica de 5V mientras que el sensor de presion BlueRobotics Bar30 maneja una logica
de 3, 3V . Si se conectara el sensor directamente a la plaqueta, podrıa ocurrir que el
mismo transmite un uno logico, que podrıa tener un valor entre los 3, 3V y los 2V . El
Arduino UNO tiene un microcontrolador ATMega328, que interpreta como uno logico
una entrada entre los 5V y los 3V . Es decir que se podrıa perder informacion si no
intermedia entre ellos un conversor bidereccional de voltaje.
El esquema del circuito utilizado se muestra en la Figura D.1. El sensor se comunica
por medio del protocolo I2C, por lo que se necesitan dos conversores bidireccionales:
uno para el canal de reloj (SCL) y otro para el canal de datos (SDA). Cada conversor
conta de tres resistencias 10k y dos transistores.
Se utiliza el programa EAGLE R©, de diseno de diagramas y placas de circuitos
impresos, . Con el mismo se diagrama el circuito de la Figura D.1 y se planea la
disposicion del circuito en una placa de cobre perforada. En la Figura D.2 se muestra
una fotografıa del doble conversor bidireccional construido.
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Figura D.1: Esquema de la conexion del conversor bidireccional.
Figura D.2: Fotografıa del doble conversor bidireccional construido.
Apendice E
L298
El diagrama del modulo utilizado se muestra en la Figura E.1. El diagrama de
bloques del circuito integrado de doble puente H L298 se muestra en la Figura E.2
Figura E.1: Diagrama del modulo que utiliza el L298. [30]
Figura E.2: Diagrama de bloques del circuito integrado L298. [22]
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Apendice F
Actividades realizadas en el PI
Se encuentra a continuacion un listado de las actividades realizadas durante el PI. Se
describe brevemente cada una de ellas y la cantidad de horas asignadas a las mismas. Se
indica cuales actividades se relacionan con la Practica Profesional Supervisada (PPS)
y cuales con Proyecto y Diseno (P&D).
Busqueda bibliografica, P&D, 20 horas: Entender la motivacion del proyecto:
inspeccion visual bajo agua de recipientes cerrados, con su aplicacion en reactores
nucleares. Buscar y recolectar informacion sobre desarrollos similares o robots
comerciales ya existentes.
Analisis de sistemas de flotabilidad existentes, P&D, 30 horas: Analizar
en detalle los robots subacuaticos ya encontrados. Estudiar los sistemas de flota-
bilidad (es decir, el mecanismo que controle el grado de libertad de traslacion en
el eje vertical Z) de dichos submarinos, anotando las ventajas y desventajas de
cada uno de ellos.
Seleccion del mecanismo a implementar, P&D, 30 horas: Elegir el mecanis-
mo adecuado para implementar en este proyecto. Realizar cuentas estimativas a
primer orden, poniendo algunos requerimientos de diseno o condiciones de con-
torno, para comenzar a dimensionar el sistema seleccionado. Realizar algunos
experimentos conceptuales para probar la idea.
Manejo de software CAD y CAE, P&D, 30 horas: Aprendizaje de herramien-
tas de diseno mecanico (CATIA) y de analisis estructural (Abaqus). La idea es
adquirir un manejo basico de estos programas, para poder dibujar en 3D el proto-
tipo disenado y realizar alguna simulacion simplificada de la estructura sometida
a algun tipo de cargas.
Diseno mecanico conceptual de todo el sistema, P&D, 60 horas: Definir
todos los parametros que se necesite en base a algun/os criterio/s o requerimien-
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to/s y sabiendo manejar CATIA, realizar el diseno conceptual del prototipo a
fabricar lo mas completo posible.
Calculo estructural del soporte, P&D, 30 horas: Importar la geometrıa sim-
plificada del diseno CAD e intentar realizar alguna simulacion basica en Abaqus
de la estructura sometida a algun tipo de cargas, por ejemplo estudiar la carga
lımite a la cual colapsarıa la estructura.
Seleccion de actuadores, controladores y sensores, PPS, 20 horas: Selec-
cionar los dispositivos que se van a usar en la practica para construir el prototipo,
junto a la electronica necesaria: micro-controlador, sensor de presion, etc. Anali-
zar los elementos disponibles en el Laboratorio e identificar que falta conseguir o
comprar para la etapa de fabricacion.
Fabricacion y caracterizacion del prototipo, PPS, 80 horas: Con todos
los componentes seleccionados, proceder a la construccion de un prototipo para
validar conceptualmente el diseno realizado. Una vez fabricado, continuar con la
caracterizacion de cada parte del sistema de flotabilidad.
Pruebas experimentales cualitativas, PPS, 80 horas: Pruebas de estanquei-
dad de la camara donde van los componentes electronicos. Pruebas de flotabilidad
para alcanzar una densidad equivalente similar a la del agua. Pruebas cualitativas
para verificar el correcto funcionamiento del sistema y la viabilidad de controlar
la profundidad con el diseno propuesto.
Implementacion de un lazo de control de profundidad, PPS, 20 horas:
Obtener la respuesta natural del sistema construıdo y caracterizado. Modelar en
Simulink las ecuaciones de movimiento teoricas y ajustar el modelo en base a los
datos obtenidos. Validar el modelo con distintas pruebas experimentales. Disenar
un controlador e implementarlo mediante un codigo para controlar la profundidad
del prototipo construıdo.
Escritura del informe del Proyecto Integrador, P&D, EXTRA: Redactar
detalladamente todo lo realizado en cada etapa del Proyecto. Analizar los re-
sultados. Extraer conclusiones validas de las experiencias y proponer mejoras a
implementar a futuro.
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[30] PennyBuying. L298 dual H-Bridge motor driver. URL http://blog.
pennybuying.com/down/f/F815A.pdf.
Agradecimientos
En primer lugar, quisiera agradecer a las personas que tuvieron una influencia
directa en este PI. Antes que nada quisiera agradecer a mis directores, Claudio y Mati,
en primer lugar, por hacer todo lo posible para que este PI pueda llevarse a cabo y,
en segundo lugar, por confiar en mi persona al aceptar dirigirme. Quiero destacar mi
agradecimiento hacia Mati por su dedicacion, la infinita paciencia que me tuvo y el
constante seguimiento que me brindo.
Tuve la suerte de poder trabajar en un ambiente sumamente agradable, en el cual
me sentı contenido en todo momento. Esto se lo debo al grupo de trabajo del Labo-
ratorio de Ingenierıas: Lucas, Fito, Seba, Kay, Fer y Claudio, a quienes les agradezco
enormemente. La predisposicion y constante ayuda a lo largo de todo el PI que me dio
Fer no tiene nombre, por lo que estoy sumamente agradecido. Tambien quiero agradecer
especialmente a Lucas, por la mano gigantezca que me dio en la construccion. A Fito
le agradezco por estar siempre disponible para lo que necesitara, por su buena onda y
por su musica; a Kay por su amabilidad, paciencia y por la innumerable cantidad de
chipas convidados; a Seba por toda la experiencia que me supo transmitir y a Claudio
quiero agradecerle por brindarme un lugar de trabajo en el cual pude chocarme con la
realidad de la construccion y experimentacion, lo cual me hizo crecer muchısimo.
Tambien quiero agradecer al grupo de Robotica del CAREM. En particular quiero
agradecer a Claus y al Ruso por la ayuda que me dieron.
Por otra parte, quiero decirle a todos aquellos que, de alguna manera, hicieron
posible que este escribiendo esto: Muchas gracias.
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