Neighborhood-corrected interface discontinuity factors for multi-group pin-by-pin diffusion calculations for LWR

Performing three-dimensional pin-by-pin full core calculations based on an improved solution of the multi-group diffusion equation is an affordable option nowadays to compute accurate local safety parameters for light water reactors. Since a transport approximation is solved, appropriate correction factors, such as interface discontinuity factors, are required to nearly reproduce the fully heterogeneous transport solution. Calculating exact pin-by-pin discontinuity factors requires the knowledge of the heterogeneous neutron flux distribution, which depends on the boundary conditions of the pin-cell as well as the local variables along the nuclear reactor operation. As a consequence, it is impractical to compute them for each possible configuration; however, inaccurate correction factors are one major source of error in core analysis when using multi-group diffusion theory. An alternative to generate accurate pin-by-pin interface discontinuity factors is to build a functional-fitting that allows incorporating the environment dependence in the computed values. This paper suggests a methodology to consider the neighborhood effect based on the Analytic Coarse-Mesh Finite Difference method for the multi-group diffusion equation. It has been applied to both definitions of interface discontinuity factors, the one based on the Generalized Equivalence Theory and the one based on Black-Box Homogenization, and for different few energy groups structures. Conclusions are drawn over the optimal functional-fitting and demonstrative results are obtained with the multi-group pin-by-pin diffusion code COBAYA3 for representative PWR configurations.

Análisis biomecánico del segmento de la carrera a pie de la competición en triatlón

El principal objetivo de la presente investigación fue el conocer el perfil de rendimiento técnico de los triatletas, desde un punto de vista biomecánica, en el segmento carrera a pie durante la competición en triatlón. Asimismo, como el genero y el nivel deportivo del triatleta podrían influir en su respuesta motriz durante la competicion. Para ello, se necesitaba desarrollar y validar una técnica experimental que fuera lo suficientemente precisa (validez interna), con una alta fiabilidad y con una gran validez externa (ecologica) debido al entorno de la competicion. La muestra la formaron un total de 64 deportistas: 32 triatletas participantes en la Copa del Mundo de Triatlon de Madrid-2008 (16 hombres y 16 mujeres) y 32 triatletas participantes en el Clasificatorio del Campeonato de Espana Elite (16 hombres y 16 mujeres). El análisis de la técnica de carrera de los deportistas se realizo mediante un sistema fotogramétrico en 2d que permitió calcular las coordenadas (x,y) de los centros articulares con un error de 1.66% en el eje x y de un 2.10% en el eje y. Las imágenes fueron obtenidas por una cámara que filmaba el movimiento en un plano antero-posterior del triatleta. Algoritmos basados en la DLT (Abdel-Aziz & Karara, 1971) permitieron conocer las coordenadas reales a partir de las coordenadas digitalizadas en el plano y posteriormente las distintas variables analizadas. El análisis biomecánica de la carrera se realizo en 4 ocasiones diferentes durante la competición, correspondiendo con cada una de las vueltas de 2,5 km, que el triatleta tenía que realizar. La velocidad de carrera resulto estar íntimamente ligada al nivel deportivo del triatleta. Del mismo modo, 3 de los 4 grupos analizados presentaron valores inferiores a 3 minutos 30 segundos por kilometro recorrido, poniendo de manifiesto el altísimo nivel de los sujetos analizados. Del mismo modo parece que las chicos consiguen una mayor velocidad gracias a una mayor longitud de ciclo en relación a las chicas, ya que estas muestran valores mayores en cuanto a frecuencia de zancada. La frecuencia de zancada presento los valores más altos en la primera vuelta en todos los deportistas analizados. Asimismo, los triatletas de nivel internacional y las chicas fueron los que mostraron los mayores valores. La longitud de zancada presento distintas tendencias en función del nivel y el género del deportista. Así pues, en los deportistas internacionales y en los chicos los mayores valores se encontraron en la primera vuelta mientras que la tendencia fue al descenso, siendo probablemente la fatiga acumulada la causante de dicha tendencia. En cambio, aquellos deportistas de nivel nacional y las chicas mostraron valores mayores en la segunda vuelta que en la primera, evidenciando que además de la fatiga, el ciclismo previo tiene una incidencia directa sobre su rendimiento. Los tiempos de vuelo permanecieron constantes durante toda la carrera, encontrando cierta evolución en los tiempos de apoyo, la cual provoca una modificación en los porcentajes relativos en los tiempos de vuelo. Los tiempos de apoyo más bajos se encontraron en la primera vuelta. Del mismo modo, los deportistas de nivel internacional y los chicos mostraron valores inferiores. También, estos grupos fueron más constantes en sus valores a lo largo de las vueltas. Por el contrario, se encontraron tendencias al aumento en los triatletas de nivel nacional y en las chicas, los cuales no fueron capaces de mantener el mismo rendimiento debido seguramente a su menor nivel deportivo. La oscilación vertical de la cadera se mostro constante en los triatletas de mayor nivel, encontrándose tendencias al aumento en los de menor nivel. Del mismo modo, los valores más altos correspondieron a las chicas y a los deportistas de nivel nacional. La distancia de la cadera al apoyo permaneció constante a lo largo de las vueltas en todos los grupos, obteniéndose valores mayores en los triatletas de nivel internacional y en los chicos. El ángulo de la rodilla apoyada en el momento del despegue no mostro una tendencia clara. Los deportistas de nivel internacional y los chicos presentaron los valores más bajos. El ángulo de la rodilla libre en el momento del despegue mostro una correlación muy alta con la velocidad de carrera. Del mismo modo, los ángulos más pequeños se encontraron en los triatletas internacionales y en los chicos, debido seguramente a los mayores valores de velocidad registrados por ambos grupos. Los ángulos de los tobillos no mostraron ninguna tendencia clara durante la competición analizada. Los cuatro grupos de población presentaron valores similares, por lo que parece que no representan una variable que pueda incidir sobre el rendimiento biomecánica del triatleta. Los resultados obtenidos en el presente estudio de investigación avalan la utilización de la fotogrametría-video en 2d para el análisis de la técnica de carrera durante la competición en triatlón. Su aplicación en una competición de máximo nivel internacional ha posibilitado conocer el perfil técnico que presentan los triatletas a lo largo del segmento de carrera a pie. Del mismo modo, se ha podido demostrar como los estudios realizados en laboratorio no reflejan la realidad competitiva de un triatlón de máximo nivel. The aim of this research was to determine the running technique profile during a triathlon competition from a biomechanical perspective. Also, to analyze the triathlete gender’s and level of performance’s influence on this profile in competition. An accurate (internal validity) and reliable methodology with a high external validity (ecological) had to be developed to get those aims in competition. Sixty-four triathletes were analyzed. 32 (16 males, 16 females) took part in the Madrid 2008 Triathlon World Cup and 32 (16 males and 16 females) took part in the Spanish Triathlon National Championships. The biomechanical analyses were carried out by a photogrammetric system that allow to calculate the landmarks coordinates (x,y) with a 1.66% error in x axis, and a 2.10% error in y axis. The frames were obtained with a camera situated perpendicular to the triathletes’ trajectory, filming the saggittal plane. DLT based algorithms (Abdel-Aziz & Karara, 1971) were used to calculate the real coordinates from the digitalized ones and the final variables afterwards. The biomechanical analisys itself was performed in four different moments during the competition, according to each 2.5 km lap the triathletes had to do. Running speed was highly related to performance level. Also, 3 of the 4 analyzed groups showed speed values under the 3 minutes and 30 seconds per kilometer. It demonstrated the very high performance level of the analized triathletes. Furthermore, it seems that men get higher speeds because their longer stride length, while women shows higher stride frequency values. The highest stride frequency values were found in the first lap. Women and the international level triathletes showed the highest values. Stride length showed different tendencies according to the gender and level of performance. Men and international level triathletes showed the highest level in the first lap and a decreasing tendency after that. The accumulated fatigue was probably the reason of this tendency. On the other hand, higher values than in first lap were found in the second one in women and national level triathletes. It demonstrated the previous cycling can affect to those groups in terms of biomechanics. Flight times remained constant during the running part, while the contact times showed an increasing tendency that caused a variation in flight times percents. The lowest contact times were found in the first lap and in men and international triathletes’ values. Also, these two groups were more consistent during the whole running. On the other hand, increasing tendencies were found in women and national level triathletes, who were not able to maintain the same values probably due to their lower level of performance. Higher level triathletes showed more consistent hip vertical oscillation values than lower level triathletes, who presented increasing tendencies. The highest values were found in women and national level triathletes. The horizontal distance hip-toe cap remained constant among the laps in all the groups. Men and international level triathletes showed the highest values. The support knee angle at toe-off did not show a clear tendency. The lowest values were found in men and international level triathletes. A high correlation was found between the non-support knee angle and the running speed. Furthermore, men and international level triathletes showed the smallest values, due to the higher velocities reached by these two groups. Ankles angles did not show any tendency during the running part. Similar values were found in the four analyzed groups, so this variable does not seem to represent an important one within the triathlete’s performance. The results obtained in the present research support the use of the bidimensional photogrammetric video-system to analyze the running technique during a triathlon competition. Its application in international triathlon meetings has allowed determining the triathletes’ technique profile during the running part. Also, it has been demonstrated the laboratory-based studies does not reproduce a top-level competition.

SMS-based optimization strategy for ultra-compact SWIR telephoto lens design: erratum

We report and correct an error in [Opt. Express 20, 9726–9735 (2012)]. The author list has been modified. All other contents are unchanged.

Surface Impedance Characterization for UTD Based Solution with IBC for Surface Fields on a Dielectric-Coated PEC Circular Cylinder

A novel formulation for the surface impedance characterization is introduced for the canonical problem of surface fields on a perfect electric conductor (PEC) circular cylinder with a dielectric coating due to a electric current source using the Uniform Theory of Diffraction (UTD) with an Impedance Boundary Condition (IBC). The approach is based on a TE/TM assumption of the surface fields from the original problem. Where this surface impedance fails, an optimization is performed to minimize the error in the SD Green?s function between the original problem and the equivalent one with the IBC. This new approach requires small changes in the available UTD based solution with IBC to include the geodesic ray angle and length dependence in the surface impedance formulas. This asymptotic method, accurate for large separations between source and observer points, in combination with spectral domain (SD) Green?s functions for multidielectric coatings leads to a new hybrid SD-UTD with IBC to calculate mutual coupling among microstrip patches on a multilayer dielectric-coated PEC circular cylinder. Results are compared with the eigenfunction solution in SD, where a very good agreement is met.

Surface Impedance Characterization for Mutual Coupling Calculation of Patches on a Dielectric-Coated PEC Circular Cylinder

A novel formulation for the surface impedance characterization is introduced for the canonical problem of surface fields on a perfect electric conductor (PEC) circular cylinder with a dielectric coating due to a electric current source using the Uniform Theory of Diffraction (UTD) with an Impedance Boundary Condition (IBC). The approach is based on a TE/TM assumption of the surface fields from the original problem. Where this surface impedance fails, an optimization is performed to minimize the error in the SD Green?s function between the original problem and the equivalent one with the IBC. This asymptotic method, accurate for large separations between source and observer points, in combination with spectral domain (SD) Green?s functions for multidielectric coatings leads to a new hybrid SD-UTD with IBC to calculate mutual coupling among microstrip patches on a multilayer dielectric-coated PEC circular cylinder. Results are compared with the eigenfunction solution in SD, where a very good agreement is met.

Distributed primary user identification from imprecise location information

We study a cognitive radio scenario in which the network of sec- ondary users wishes to identify which primary user, if any, is trans- mitting. To achieve this, the nodes will rely on some form of location information. In our previous work we proposed two fully distributed algorithms for this task, with and without a pre-detection step, using propagation parameters as the only source of location information. In a real distributed deployment, each node must estimate its own po- sition and/or propagation parameters. Hence, in this work we study the effect of uncertainty, or error in these estimates on the proposed distributed identification algorithms. We show that the pre-detection step significantly increases robustness against uncertainty in nodes' locations.

Caracterización de la impedancia de superficie para el cálculo del acoplo mutuo en un cilindro circular conductor cubierto por una dieléctrico multicapa

A novel formulation for the surface impedance characterization is introduced for the canonical problem of surface fields on a perfect electric conductor (PEC) circular cylinder with a dielectric coating due to a electric current source using the Uniform Theory of Diffraction (UTD) with an Impedance Boundary Condition (IBC). The approach is based on a TE/TM assumption of the surface fields from the original problem. Where this surface impedance fails, an optimization is performed to minimize the error in the SD Green's function between the original problem and the equivalent one with the IBC. This new approach requires small changes in the available UTD based solution with IBC to include the geodesic ray angle and length dependence in the surface impedance formulas. This asymptotic method, accurate for large separations between source and observer points, in combination with spectral domain (SD) Green's functions for multidielectric coatings leads to a new hybrid SD-UTD with IBC to calculate mutual coupling among microstrip patches on a multilayer dielectric-coated PEC circular cylinder. Results are compared with the eigenfunction solution in SD, where a very good agreement is met.

Tree height integrated into pantropical forest biomass estimates

Aboveground tropical tree biomass and carbon storage estimates commonly ignore tree height (H). We estimate the effect of incorporating H on tropics-wide forest biomass estimates in 327 plots across four continents using 42 656 H and diameter measurements and harvested trees from 20 sites to answer the following questions: 1. What is the best H-model form and geographic unit to include in biomass models to minimise site-level uncertainty in estimates of destructive biomass? 2. To what extent does including H estimates derived in (1) reduce uncertainty in biomass estimates across all 327 plots? 3. What effect does accounting for H have on plot- and continental-scale forest biomass estimates? The mean relative error in biomass estimates of destructively harvested trees when including H (mean 0.06), was half that when excluding H (mean 0.13). Power- andWeibull-H models provided the greatest reduction in uncertainty, with regional Weibull-H models preferred because they reduce uncertainty in smaller-diameter classes (?40 cm D) that store about one-third of biomass per hectare in most forests. Propagating the relationships from destructively harvested tree biomass to each of the 327 plots from across the tropics shows that including H reduces errors from 41.8Mgha?1 (range 6.6 to 112.4) to 8.0Mgha?1 (?2.5 to 23.0). For all plots, aboveground live biomass was ?52.2 Mgha?1 (?82.0 to ?20.3 bootstrapped 95%CI), or 13%, lower when including H estimates, with the greatest relative reductions in estimated biomass in forests of the Brazilian Shield, east Africa, and Australia, and relatively little change in the Guiana Shield, central Africa and southeast Asia. Appreciably different stand structure was observed among regions across the tropical continents, with some storing significantly more biomass in small diameter stems, which affects selection of the best height models to reduce uncertainty and biomass reductions due to H. After accounting for variation in H, total biomass per hectare is greatest in Australia, the Guiana Shield, Asia, central and east Africa, and lowest in eastcentral Amazonia, W. Africa, W. Amazonia, and the Brazilian Shield (descending order). Thus, if tropical forests span 1668 million km2 and store 285 Pg C (estimate including H), then applying our regional relationships implies that carbon storage is overestimated by 35 PgC (31?39 bootstrapped 95%CI) if H is ignored, assuming that the sampled plots are an unbiased statistical representation of all tropical forest in terms of biomass and height factors. Our results show that tree H is an important allometric factor that needs to be included in future forest biomass estimates to reduce error in estimates of tropical carbon stocks and emissions due to deforestation.

Ecualización y optimización de la codificación para la simulación de sistemas OFDM

Los sistemas basados en la técnica OFDM (Multiplexación por División de Frecuencias Ortogonales) son una evolución de los tradicionales sistemas FDM (Multiplexación por División de Frecuencia), gracias a la cual se consigue un mejor aprovechamiento del ancho de banda. En la actualidad los sistemas OFDM y sus variantes ocupan un lugar muy importante en las comunicaciones, estando implementados en diversos estándares como pueden ser: DVB-T (estándar de la TDT), ADSL, LTE, WIMAX, DAB (radio digital), etc. Debido a ello, en este proyecto se implementa un sistema OFDM en el que poder realizar diversas simulaciones para entender mejor su funcionamiento. Para ello nos vamos a valer de la herramienta Matlab. Los objetivos fundamentales dentro de la simulación del sistema es poner a prueba el empleo de turbo códigos (comparándolo con los códigos convolucionales tradicionales) y de un ecualizador. Todo ello con la intención de mejorar la calidad de nuestro sistema (recibir menos bits erróneos) en condiciones cada vez más adversas: relaciones señal a ruido bajas y multitrayectos. Para ello se han implementado las funciones necesarias en Matlab, así como una interfaz gráfica para que sea más sencillo de utilizar el programa y más didáctico. En los capítulos segundo y tercero de este proyecto se efectúa un estudio de las bases de los sistemas OFDM. En el segundo nos centramos más en un estudio teórico puro para después pasar en el tercero a centrarnos únicamente en la teoría de los bloques implementados en el sistema OFDM que se desarrolla en este proyecto. En el capítulo cuarto se explican las distintas opciones que se pueden llevar a cabo mediante la interfaz implementada, a la vez que se elabora un manual para el correcto uso de la misma. El quinto capítulo se divide en dos partes, en la primera se muestran las representaciones que puede realizar el programa, y en la segunda únicamente se realizan simulaciones para comprobar que tal responde nuestra sistema a distintas configuraciones de canal, y las a distintas configuraciones que hagamos nosotros de nuestro sistema (utilicemos una codificación u otra, utilicemos el ecualizador o el prefijo cíclico, etc…). Para finalizar, en el último capítulo se exponen las conclusiones obtenidas en este proyecto, así como posibles líneas de trabajo que seguir en próximas versiones del mismo. ABSTRACT. Systems based on OFDM (Orthogonal Frequency Division Multiplexing) technique are an evolution of traditional FDM (Frequency Division Multiplexing). Due to the use of OFDM systems are achieved by more efficient use of bandwidth. Nowadays, OFDM systems and variants of OFDM systems occupy a very important place in the world of communications, being implemented in standards such as DVB-T, ADSL, LTE, WiMAX, DAB (digital radio) and another more. For all these reasons, this project implements a OFDM system for performing various simulations for better understanding of OFDM system operation. The system has been simulated using Matlab. With system simulation we search to get two key objectives: to test the use of turbo codes (compared to traditional convolutional codes) and an equalizer. We do so with the intention of improving the quality of our system (receive fewer rates of bit error) in increasingly adverse conditions: lower signal-to-noise and multipath. For these reasons necessaries Matlab´s functions have been developed, and a GUI (User Graphical Interface) has been integrated so the program can be used in a easier and more didactic way. This project is divided into five chapters. In the second and third chapter of this project are developed the basis of OFDM systems. Being developed in the second one a pure theoretical study, while focusing only on block theory implemented in the OFDM system in the third one. The fourth chapter describes the options that can be carried out by the interface implemented. Furthermore the chapter is developed for the correct use of the interface. The fifth chapter is divided into two parts, the first part shows to us the representations that the program can perform, and the second one just makes simulations to check that our system responds to differents channel configurations (use of convolutional codes or turbo codes, the use of equalizer or cyclic prefix…). Finally, the last chapter presents the conclusions of this project and possible lines of work to follow in future versions.

Estimate of the total ice volume of Svalbard glaciers and their potential contribution to sea-level rise = Estimación del volumen de hielo de Svalbard y su contribución potencial a la subida del nivel del mar

El objetivo final de las investigaciones recogidas en esta tesis doctoral es la estimación del volumen de hielo total de los ms de 1600 glaciares de Svalbard, en el Ártico, y, con ello, su contribución potencial a la subida del nivel medio del mar en un escenario de calentamiento global. Los cálculos más exactos del volumen de un glaciar se efectúan a partir de medidas del espesor de hielo obtenidas con georradar. Sin embargo, estas medidas no son viables para conjuntos grandes de glaciares, debido al coste, dificultades logísticas y tiempo requerido por ellas, especialmente en las regiones polares o de montaña. Frente a ello, la determinación de áreas de glaciares a partir de imágenes de satélite sí es viable a escalas global y regional, por lo que las relaciones de escala volumen-área constituyen el mecanismo más adecuado para las estimaciones de volúmenes globales y regionales, como las realizadas para Svalbard en esta tesis. Como parte del trabajo de tesis, hemos elaborado un inventario de los glaciares de Svalbard en los que se han efectuado radioecosondeos, y hemos realizado los cálculos del volumen de hielo de más de 80 cuencas glaciares de Svalbard a partir de datos de georradar. Estos volúmenes han sido utilizados para calibrar las relaciones volumen-área desarrolladas en la tesis. Los datos de georradar han sido obtenidos en diversas campañas llevadas a cabo por grupos de investigación internacionales, gran parte de ellas lideradas por el Grupo de Simulación Numérica en Ciencias e Ingeniería de la Universidad Politécnica de Madrid, del que forman parte la doctoranda y los directores de tesis. Además, se ha desarrollado una metodología para la estimación del error en el cálculo de volumen, que aporta una novedosa técnica de cálculo del error de interpolación para conjuntos de datos del tipo de los obtenidos con perfiles de georradar, que presentan distribuciones espaciales con unos patrones muy característicos pero con una densidad de datos muy irregular. Hemos obtenido en este trabajo de tesis relaciones de escala específicas para los glaciares de Svalbard, explorando la sensibilidad de los parámetros a diferentes morfologías glaciares, e incorporando nuevas variables. En particular, hemos efectuado experimentos orientados a verificar si las relaciones de escala obtenidas caracterizando los glaciares individuales por su tamaño, pendiente o forma implican diferencias significativas en el volumen total estimado para los glaciares de Svalbard, y si esta partición implica algún patrón significativo en los parámetros de las relaciones de escala. Nuestros resultados indican que, para un valor constante del factor multiplicativo de la relacin de escala, el exponente que afecta al área en la relación volumen-área decrece según aumentan la pendiente y el factor de forma, mientras que las clasificaciones basadas en tamaño no muestran un patrón significativo. Esto significa que los glaciares con mayores pendientes y de tipo circo son menos sensibles a los cambios de área. Además, los volúmenes de la población total de los glaciares de Svalbard calculados con fraccionamiento en grupos por tamaño y pendiente son un 1-4% menores que los obtenidas usando la totalidad de glaciares sin fraccionamiento en grupos, mientras que los volúmenes calculados fraccionando por forma son un 3-5% mayores. También realizamos experimentos multivariable para obtener estimaciones óptimas del volumen total mediante una combinación de distintos predictores. Nuestros resultados muestran que un modelo potencial simple volumen-área explica el 98.6% de la varianza. Sólo el predictor longitud del glaciar proporciona significación estadística cuando se usa además del área del glaciar, aunque el coeficiente de determinación disminuye en comparación con el modelo más simple V-A. El predictor intervalo de altitud no proporciona información adicional cuando se usa además del área del glaciar. Nuestras estimaciones del volumen de la totalidad de glaciares de Svalbard usando las diferentes relaciones de escala obtenidas en esta tesis oscilan entre 6890 y 8106 km3, con errores relativos del orden de 6.6-8.1%. El valor medio de nuestras estimaciones, que puede ser considerado como nuestra mejor estimación del volumen, es de 7.504 km3. En términos de equivalente en nivel del mar (SLE), nuestras estimaciones corresponden a una subida potencial del nivel del mar de 17-20 mm SLE, promediando 19_2 mm SLE, donde el error corresponde al error en volumen antes indicado. En comparación, las estimaciones usando las relaciones V-A de otros autores son de 13-26 mm SLE, promediando 20 _ 2 mm SLE, donde el error representa la desviación estándar de las distintas estimaciones. ABSTRACT The final aim of the research involved in this doctoral thesis is the estimation of the total ice volume of the more than 1600 glaciers of Svalbard, in the Arctic region, and thus their potential contribution to sea-level rise under a global warming scenario. The most accurate calculations of glacier volumes are those based on ice-thicknesses measured by groundpenetrating radar (GPR). However, such measurements are not viable for very large sets of glaciers, due to their cost, logistic difficulties and time requirements, especially in polar or mountain regions. On the contrary, the calculation of glacier areas from satellite images is perfectly viable at global and regional scales, so the volume-area scaling relationships are the most useful tool to determine glacier volumes at global and regional scales, as done for Svalbard in this PhD thesis. As part of the PhD work, we have compiled an inventory of the radio-echo sounded glaciers in Svalbard, and we have performed the volume calculations for more than 80 glacier basins in Svalbard from GPR data. These volumes have been used to calibrate the volume-area relationships derived in this dissertation. Such GPR data have been obtained during fieldwork campaigns carried out by international teams, often lead by the Group of Numerical Simulation in Science and Engineering of the Technical University of Madrid, to which the PhD candidate and her supervisors belong. Furthermore, we have developed a methodology to estimate the error in the volume calculation, which includes a novel technique to calculate the interpolation error for data sets of the type produced by GPR profiling, which show very characteristic data distribution patterns but with very irregular data density. We have derived in this dissertation scaling relationships specific for Svalbard glaciers, exploring the sensitivity of the scaling parameters to different glacier morphologies and adding new variables. In particular, we did experiments aimed to verify whether scaling relationships obtained through characterization of individual glacier shape, slope and size imply significant differences in the estimated volume of the total population of Svalbard glaciers, and whether this partitioning implies any noticeable pattern in the scaling relationship parameters. Our results indicate that, for a fixed value of the factor in the scaling relationship, the exponent of the area in the volume-area relationship decreases as slope and shape increase, whereas size-based classifications do not reveal any clear trend. This means that steep slopes and cirque-type glaciers are less sensitive to changes in glacier area. Moreover, the volumes of the total population of Svalbard glaciers calculated according to partitioning in subgroups by size and slope are smaller (by 1-4%) than that obtained considering all glaciers without partitioning into subgroups, whereas the volumes calculated according to partitioning in subgroups by shape are 3-5% larger. We also did multivariate experiments attempting to optimally predict the volume of Svalbard glaciers from a combination of different predictors. Our results show that a simple power-type V-A model explains 98.6% of the variance. Only the predictor glacier length provides statistical significance when used in addition to the predictor glacier area, though the coefficient of determination decreases as compared with the simpler V-A model. The predictor elevation range did not provide any additional information when used in addition to glacier area. Our estimates of the volume of the entire population of Svalbard glaciers using the different scaling relationships that we have derived along this thesis range within 6890-8106 km3, with estimated relative errors in total volume of the order of 6.6-8.1% The average value of all of our estimates, which could be used as a best estimate for the volume, is 7,504 km3. In terms of sea-level equivalent (SLE), our volume estimates correspond to a potential contribution to sea-level rise within 17-20 mm SLE, averaging 19 _ 2 mm SLE, where the quoted error corresponds to our estimated relative error in volume. For comparison, the estimates using the V-A scaling relations found in the literature range within 13-26 mm SLE, averaging 20 _ 2 mm SLE, where the quoted error represents the standard deviation of the different estimates.

On super free fall.

Villermaux & Pomeau (J. Fluid Mech., vol. 642, 2010, p. 147) analysed the motion of the interface of an inviscid liquid column released from rest in a vertical tube whose area expands gradually downwards, with application to an inverted conical container for which experimental measurements were carried out. An error in the analysis is found and corrected in the present investigation, which provides the new governing equation for the super-accelerated interface motion down gradually varying tubes in general, and integrated results for interface trajectories, velocities and accelerations down a conical tube in particular. Interestingly, the error does not affect any of the conclusions given in the 2010 paper. Further new results are reported here such as the equation governing the centre of mass and proof that the end point acceleration is exactly that of gravity

Improving photovoltaics grid integration through short time forecasting and self-consumption

The uncertainty associated to the forecast of photovoltaic generation is a major drawback for the widespread introduction of this technology into electricity grids. This uncertainty is a challenge in the design and operation of electrical systems that include photovoltaic generation. Demand-Side Management (DSM) techniques are widely used to modify energy consumption. If local photovoltaic generation is available, DSM techniques can use generation forecast to schedule the local consumption. On the other hand, local storage systems can be used to separate electricity availability from instantaneous generation; therefore, the effects of forecast error in the electrical system are reduced. The effects of uncertainty associated to the forecast of photovoltaic generation in a residential electrical system equipped with DSM techniques and a local storage system are analyzed in this paper. The study has been performed in a solar house that is able to displace a residential user?s load pattern, manage local storage and estimate forecasts of electricity generation. A series of real experiments and simulations have carried out on the house. The results of this experiments show that the use of Demand Side Management (DSM) and local storage reduces to 2% the uncertainty on the energy exchanged with the grid. In the case that the photovoltaic system would operate as a pure electricity generator feeding all generated electricity into grid, the uncertainty would raise to around 40%.

Caracterización de un robot para aplicaciones de mecanizado con requerimientos de tolerancias

El presente Trabajo fin Fin de Máster, versa sobre una caracterización preliminar del comportamiento de un robot de tipo industrial, configurado por 4 eslabones y 4 grados de libertad, y sometido a fuerzas de mecanizado en su extremo. El entorno de trabajo planteado es el de plantas de fabricación de piezas de aleaciones de aluminio para automoción. Este tipo de componentes parte de un primer proceso de fundición que saca la pieza en bruto. Para series medias y altas, en función de las propiedades mecánicas y plásticas requeridas y los costes de producción, la inyección a alta presión (HPDC) y la fundición a baja presión (LPC) son las dos tecnologías más usadas en esta primera fase. Para inyección a alta presión, las aleaciones de aluminio más empleadas son, en designación simbólica según norma EN 1706 (entre paréntesis su designación numérica); EN AC AlSi9Cu3(Fe) (EN AC 46000) , EN AC AlSi9Cu3(Fe)(Zn) (EN AC 46500), y EN AC AlSi12Cu1(Fe) (EN AC 47100). Para baja presión, EN AC AlSi7Mg0,3 (EN AC 42100). En los 3 primeros casos, los límites de Silicio permitidos pueden superan el 10%. En el cuarto caso, es inferior al 10% por lo que, a los efectos de ser sometidas a mecanizados, las piezas fabricadas en aleaciones con Si superior al 10%, se puede considerar que son equivalentes, diferenciándolas de la cuarta. Las tolerancias geométricas y dimensionales conseguibles directamente de fundición, recogidas en normas como ISO 8062 o DIN 1688-1, establecen límites para este proceso. Fuera de esos límites, las garantías en conseguir producciones con los objetivos de ppms aceptados en la actualidad por el mercado, obligan a ir a fases posteriores de mecanizado. Aquellas geometrías que, funcionalmente, necesitan disponer de unas tolerancias geométricas y/o dimensionales definidas acorde a ISO 1101, y no capaces por este proceso inicial de moldeado a presión, deben ser procesadas en una fase posterior en células de mecanizado. En este caso, las tolerancias alcanzables para procesos de arranque de viruta se recogen en normas como ISO 2768. Las células de mecanizado se componen, por lo general, de varios centros de control numérico interrelacionados y comunicados entre sí por robots que manipulan las piezas en proceso de uno a otro. Dichos robots, disponen en su extremo de una pinza utillada para poder coger y soltar las piezas en los útiles de mecanizado, las mesas de intercambio para cambiar la pieza de posición o en utillajes de equipos de medición y prueba, o en cintas de entrada o salida. La repetibilidad es alta, de centésimas incluso, definida según norma ISO 9283. El problema es que, estos rangos de repetibilidad sólo se garantizan si no se hacen esfuerzos o éstos son despreciables (caso de mover piezas). Aunque las inercias de mover piezas a altas velocidades hacen que la trayectoria intermedia tenga poca precisión, al inicio y al final (al coger y dejar pieza, p.e.) se hacen a velocidades relativamente bajas que hacen que el efecto de las fuerzas de inercia sean menores y que permiten garantizar la repetibilidad anteriormente indicada. No ocurre así si se quitara la garra y se intercambia con un cabezal motorizado con una herramienta como broca, mandrino, plato de cuchillas, fresas frontales o tangenciales… Las fuerzas ejercidas de mecanizado generarían unos pares en las uniones tan grandes y tan variables que el control del robot no sería capaz de responder (o no está preparado, en un principio) y generaría una desviación en la trayectoria, realizada a baja velocidad, que desencadenaría en un error de posición (ver norma ISO 5458) no asumible para la funcionalidad deseada. Se podría llegar al caso de que la tolerancia alcanzada por un pretendido proceso más exacto diera una dimensión peor que la que daría el proceso de fundición, en principio con mayor variabilidad dimensional en proceso (y por ende con mayor intervalo de tolerancia garantizable). De hecho, en los CNCs, la precisión es muy elevada, (pudiéndose despreciar en la mayoría de los casos) y no es la responsable de, por ejemplo la tolerancia de posición al taladrar un agujero. Factores como, temperatura de la sala y de la pieza, calidad constructiva de los utillajes y rigidez en el amarre, error en el giro de mesas y de colocación de pieza, si lleva agujeros previos o no, si la herramienta está bien equilibrada y el cono es el adecuado para el tipo de mecanizado… influyen más. Es interesante que, un elemento no específico tan común en una planta industrial, en el entorno anteriormente descrito, como es un robot, el cual no sería necesario añadir por disponer de él ya (y por lo tanto la inversión sería muy pequeña), puede mejorar la cadena de valor disminuyendo el costo de fabricación. Y si se pudiera conjugar que ese robot destinado a tareas de manipulación, en los muchos tiempos de espera que va a disfrutar mientras el CNC arranca viruta, pudiese coger un cabezal y apoyar ese mecanizado; sería doblemente interesante. Por lo tanto, se antoja sugestivo poder conocer su comportamiento e intentar explicar qué sería necesario para llevar esto a cabo, motivo de este trabajo. La arquitectura de robot seleccionada es de tipo SCARA. La búsqueda de un robot cómodo de modelar y de analizar cinemática y dinámicamente, sin limitaciones relevantes en la multifuncionalidad de trabajos solicitados, ha llevado a esta elección, frente a otras arquitecturas como por ejemplo los robots antropomórficos de 6 grados de libertad, muy populares a nivel industrial. Este robot dispone de 3 uniones, de las cuales 2 son de tipo par de revolución (1 grado de libertad cada una) y la tercera es de tipo corredera o par cilíndrico (2 grados de libertad). La primera unión, de tipo par de revolución, sirve para unir el suelo (considerado como eslabón número 1) con el eslabón número 2. La segunda unión, también de ese tipo, une el eslabón número 2 con el eslabón número 3. Estos 2 brazos, pueden describir un movimiento horizontal, en el plano X-Y. El tercer eslabón, está unido al eslabón número 4 por la unión de tipo corredera. El movimiento que puede describir es paralelo al eje Z. El robot es de 4 grados de libertad (4 motores). En relación a los posibles trabajos que puede realizar este tipo de robot, su versatilidad abarca tanto operaciones típicas de manipulación como operaciones de arranque de viruta. Uno de los mecanizados más usuales es el taladrado, por lo cual se elige éste para su modelización y análisis. Dentro del taladrado se elegirá para acotar las fuerzas, taladrado en macizo con broca de diámetro 9 mm. El robot se ha considerado por el momento que tenga comportamiento de sólido rígido, por ser el mayor efecto esperado el de los pares en las uniones. Para modelar el robot se utiliza el método de los sistemas multicuerpos. Dentro de este método existen diversos tipos de formulaciones (p.e. Denavit-Hartenberg). D-H genera una cantidad muy grande de ecuaciones e incógnitas. Esas incógnitas son de difícil comprensión y, para cada posición, hay que detenerse a pensar qué significado tienen. Se ha optado por la formulación de coordenadas naturales. Este sistema utiliza puntos y vectores unitarios para definir la posición de los distintos cuerpos, y permite compartir, cuando es posible y se quiere, para definir los pares cinemáticos y reducir al mismo tiempo el número de variables. Las incógnitas son intuitivas, las ecuaciones de restricción muy sencillas y se reduce considerablemente el número de ecuaciones e incógnitas. Sin embargo, las coordenadas naturales “puras” tienen 2 problemas. El primero, que 2 elementos con un ángulo de 0 o 180 grados, dan lugar a puntos singulares que pueden crear problemas en las ecuaciones de restricción y por lo tanto han de evitarse. El segundo, que tampoco inciden directamente sobre la definición o el origen de los movimientos. Por lo tanto, es muy conveniente complementar esta formulación con ángulos y distancias (coordenadas relativas). Esto da lugar a las coordenadas naturales mixtas, que es la formulación final elegida para este TFM. Las coordenadas naturales mixtas no tienen el problema de los puntos singulares. Y la ventaja más importante reside en su utilidad a la hora de aplicar fuerzas motrices, momentos o evaluar errores. Al incidir sobre la incógnita origen (ángulos o distancias) controla los motores de manera directa. El algoritmo, la simulación y la obtención de resultados se ha programado mediante Matlab. Para realizar el modelo en coordenadas naturales mixtas, es preciso modelar en 2 pasos el robot a estudio. El primer modelo se basa en coordenadas naturales. Para su validación, se plantea una trayectoria definida y se analiza cinemáticamente si el robot satisface el movimiento solicitado, manteniendo su integridad como sistema multicuerpo. Se cuantifican los puntos (en este caso inicial y final) que configuran el robot. Al tratarse de sólidos rígidos, cada eslabón queda definido por sus respectivos puntos inicial y final (que son los más interesantes para la cinemática y la dinámica) y por un vector unitario no colineal a esos 2 puntos. Los vectores unitarios se colocan en los lugares en los que se tenga un eje de rotación o cuando se desee obtener información de un ángulo. No son necesarios vectores unitarios para medir distancias. Tampoco tienen por qué coincidir los grados de libertad con el número de vectores unitarios. Las longitudes de cada eslabón quedan definidas como constantes geométricas. Se establecen las restricciones que definen la naturaleza del robot y las relaciones entre los diferentes elementos y su entorno. La trayectoria se genera por una nube de puntos continua, definidos en coordenadas independientes. Cada conjunto de coordenadas independientes define, en un instante concreto, una posición y postura de robot determinada. Para conocerla, es necesario saber qué coordenadas dependientes hay en ese instante, y se obtienen resolviendo por el método de Newton-Rhapson las ecuaciones de restricción en función de las coordenadas independientes. El motivo de hacerlo así es porque las coordenadas dependientes deben satisfacer las restricciones, cosa que no ocurre con las coordenadas independientes. Cuando la validez del modelo se ha probado (primera validación), se pasa al modelo 2. El modelo número 2, incorpora a las coordenadas naturales del modelo número 1, las coordenadas relativas en forma de ángulos en los pares de revolución (3 ángulos; ϕ1, ϕ 2 y ϕ3) y distancias en los pares prismáticos (1 distancia; s). Estas coordenadas relativas pasan a ser las nuevas coordenadas independientes (sustituyendo a las coordenadas independientes cartesianas del modelo primero, que eran coordenadas naturales). Es necesario revisar si el sistema de vectores unitarios del modelo 1 es suficiente o no. Para este caso concreto, se han necesitado añadir 1 vector unitario adicional con objeto de que los ángulos queden perfectamente determinados con las correspondientes ecuaciones de producto escalar y/o vectorial. Las restricciones habrán de ser incrementadas en, al menos, 4 ecuaciones; una por cada nueva incógnita. La validación del modelo número 2, tiene 2 fases. La primera, al igual que se hizo en el modelo número 1, a través del análisis cinemático del comportamiento con una trayectoria definida. Podrían obtenerse del modelo 2 en este análisis, velocidades y aceleraciones, pero no son necesarios. Tan sólo interesan los movimientos o desplazamientos finitos. Comprobada la coherencia de movimientos (segunda validación), se pasa a analizar cinemáticamente el comportamiento con trayectorias interpoladas. El análisis cinemático con trayectorias interpoladas, trabaja con un número mínimo de 3 puntos máster. En este caso se han elegido 3; punto inicial, punto intermedio y punto final. El número de interpolaciones con el que se actúa es de 50 interpolaciones en cada tramo (cada 2 puntos máster hay un tramo), resultando un total de 100 interpolaciones. El método de interpolación utilizado es el de splines cúbicas con condición de aceleración inicial y final constantes, que genera las coordenadas independientes de los puntos interpolados de cada tramo. Las coordenadas dependientes se obtienen resolviendo las ecuaciones de restricción no lineales con el método de Newton-Rhapson. El método de las splines cúbicas es muy continuo, por lo que si se desea modelar una trayectoria en el que haya al menos 2 movimientos claramente diferenciados, es preciso hacerlo en 2 tramos y unirlos posteriormente. Sería el caso en el que alguno de los motores se desee expresamente que esté parado durante el primer movimiento y otro distinto lo esté durante el segundo movimiento (y así sucesivamente). Obtenido el movimiento, se calculan, también mediante fórmulas de diferenciación numérica, las velocidades y aceleraciones independientes. El proceso es análogo al anteriormente explicado, recordando la condición impuesta de que la aceleración en el instante t= 0 y en instante t= final, se ha tomado como 0. Las velocidades y aceleraciones dependientes se calculan resolviendo las correspondientes derivadas de las ecuaciones de restricción. Se comprueba, de nuevo, en una tercera validación del modelo, la coherencia del movimiento interpolado. La dinámica inversa calcula, para un movimiento definido -conocidas la posición, velocidad y la aceleración en cada instante de tiempo-, y conocidas las fuerzas externas que actúan (por ejemplo el peso); qué fuerzas hay que aplicar en los motores (donde hay control) para que se obtenga el citado movimiento. En la dinámica inversa, cada instante del tiempo es independiente de los demás y tiene una posición, una velocidad y una aceleración y unas fuerzas conocidas. En este caso concreto, se desean aplicar, de momento, sólo las fuerzas debidas al peso, aunque se podrían haber incorporado fuerzas de otra naturaleza si se hubiese deseado. Las posiciones, velocidades y aceleraciones, proceden del cálculo cinemático. El efecto inercial de las fuerzas tenidas en cuenta (el peso) es calculado. Como resultado final del análisis dinámico inverso, se obtienen los pares que han de ejercer los cuatro motores para replicar el movimiento prescrito con las fuerzas que estaban actuando. La cuarta validación del modelo consiste en confirmar que el movimiento obtenido por aplicar los pares obtenidos en la dinámica inversa, coinciden con el obtenido en el análisis cinemático (movimiento teórico). Para ello, es necesario acudir a la dinámica directa. La dinámica directa se encarga de calcular el movimiento del robot, resultante de aplicar unos pares en motores y unas fuerzas en el robot. Por lo tanto, el movimiento real resultante, al no haber cambiado ninguna condición de las obtenidas en la dinámica inversa (pares de motor y fuerzas inerciales debidas al peso de los eslabones) ha de ser el mismo al movimiento teórico. Siendo así, se considera que el robot está listo para trabajar. Si se introduce una fuerza exterior de mecanizado no contemplada en la dinámica inversa y se asigna en los motores los mismos pares resultantes de la resolución del problema dinámico inverso, el movimiento real obtenido no es igual al movimiento teórico. El control de lazo cerrado se basa en ir comparando el movimiento real con el deseado e introducir las correcciones necesarias para minimizar o anular las diferencias. Se aplican ganancias en forma de correcciones en posición y/o velocidad para eliminar esas diferencias. Se evalúa el error de posición como la diferencia, en cada punto, entre el movimiento teórico deseado en el análisis cinemático y el movimiento real obtenido para cada fuerza de mecanizado y una ganancia concreta. Finalmente, se mapea el error de posición obtenido para cada fuerza de mecanizado y las diferentes ganancias previstas, graficando la mejor precisión que puede dar el robot para cada operación que se le requiere, y en qué condiciones. -------------- This Master´s Thesis deals with a preliminary characterization of the behaviour for an industrial robot, configured with 4 elements and 4 degrees of freedoms, and subjected to machining forces at its end. Proposed working conditions are those typical from manufacturing plants with aluminium alloys for automotive industry. This type of components comes from a first casting process that produces rough parts. For medium and high volumes, high pressure die casting (HPDC) and low pressure die casting (LPC) are the most used technologies in this first phase. For high pressure die casting processes, most used aluminium alloys are, in simbolic designation according EN 1706 standard (between brackets, its numerical designation); EN AC AlSi9Cu3(Fe) (EN AC 46000) , EN AC AlSi9Cu3(Fe)(Zn) (EN AC 46500), y EN AC AlSi12Cu1(Fe) (EN AC 47100). For low pressure, EN AC AlSi7Mg0,3 (EN AC 42100). For the 3 first alloys, Si allowed limits can exceed 10% content. Fourth alloy has admisible limits under 10% Si. That means, from the point of view of machining, that components made of alloys with Si content above 10% can be considered as equivalent, and the fourth one must be studied separately. Geometrical and dimensional tolerances directly achievables from casting, gathered in standards such as ISO 8062 or DIN 1688-1, establish a limit for this process. Out from those limits, guarantees to achieve batches with objetive ppms currently accepted by market, force to go to subsequent machining process. Those geometries that functionally require a geometrical and/or dimensional tolerance defined according ISO 1101, not capable with initial moulding process, must be obtained afterwards in a machining phase with machining cells. In this case, tolerances achievables with cutting processes are gathered in standards such as ISO 2768. In general terms, machining cells contain several CNCs that they are interrelated and connected by robots that handle parts in process among them. Those robots have at their end a gripper in order to take/remove parts in machining fixtures, in interchange tables to modify position of part, in measurement and control tooling devices, or in entrance/exit conveyors. Repeatibility for robot is tight, even few hundredths of mm, defined according ISO 9283. Problem is like this; those repeatibilty ranks are only guaranteed when there are no stresses or they are not significant (f.e. due to only movement of parts). Although inertias due to moving parts at a high speed make that intermediate paths have little accuracy, at the beginning and at the end of trajectories (f.e, when picking part or leaving it) movement is made with very slow speeds that make lower the effect of inertias forces and allow to achieve repeatibility before mentioned. It does not happens the same if gripper is removed and it is exchanged by an spindle with a machining tool such as a drilling tool, a pcd boring tool, a face or a tangential milling cutter… Forces due to machining would create such big and variable torques in joints that control from the robot would not be able to react (or it is not prepared in principle) and would produce a deviation in working trajectory, made at a low speed, that would trigger a position error (see ISO 5458 standard) not assumable for requested function. Then it could be possible that tolerance achieved by a more exact expected process would turn out into a worst dimension than the one that could be achieved with casting process, in principle with a larger dimensional variability in process (and hence with a larger tolerance range reachable). As a matter of fact, accuracy is very tight in CNC, (its influence can be ignored in most cases) and it is not the responsible of, for example position tolerance when drilling a hole. Factors as, room and part temperature, manufacturing quality of machining fixtures, stiffness at clamping system, rotating error in 4th axis and part positioning error, if there are previous holes, if machining tool is properly balanced, if shank is suitable for that machining type… have more influence. It is interesting to know that, a non specific element as common, at a manufacturing plant in the enviroment above described, as a robot (not needed to be added, therefore with an additional minimum investment), can improve value chain decreasing manufacturing costs. And when it would be possible to combine that the robot dedicated to handling works could support CNCs´ works in its many waiting time while CNCs cut, and could take an spindle and help to cut; it would be double interesting. So according to all this, it would be interesting to be able to know its behaviour and try to explain what would be necessary to make this possible, reason of this work. Selected robot architecture is SCARA type. The search for a robot easy to be modeled and kinematically and dinamically analyzed, without significant limits in the multifunctionality of requested operations, has lead to this choice. Due to that, other very popular architectures in the industry, f.e. 6 DOFs anthropomorphic robots, have been discarded. This robot has 3 joints, 2 of them are revolute joints (1 DOF each one) and the third one is a cylindrical joint (2 DOFs). The first joint, a revolute one, is used to join floor (body 1) with body 2. The second one, a revolute joint too, joins body 2 with body 3. These 2 bodies can move horizontally in X-Y plane. Body 3 is linked to body 4 with a cylindrical joint. Movement that can be made is paralell to Z axis. The robt has 4 degrees of freedom (4 motors). Regarding potential works that this type of robot can make, its versatility covers either typical handling operations or cutting operations. One of the most common machinings is to drill. That is the reason why it has been chosen for the model and analysis. Within drilling, in order to enclose spectrum force, a typical solid drilling with 9 mm diameter. The robot is considered, at the moment, to have a behaviour as rigid body, as biggest expected influence is the one due to torques at joints. In order to modelize robot, it is used multibodies system method. There are under this heading different sorts of formulations (f.e. Denavit-Hartenberg). D-H creates a great amount of equations and unknown quantities. Those unknown quatities are of a difficult understanding and, for each position, one must stop to think about which meaning they have. The choice made is therefore one of formulation in natural coordinates. This system uses points and unit vectors to define position of each different elements, and allow to share, when it is possible and wished, to define kinematic torques and reduce number of variables at the same time. Unknown quantities are intuitive, constrain equations are easy and number of equations and variables are strongly reduced. However, “pure” natural coordinates suffer 2 problems. The first one is that 2 elements with an angle of 0° or 180°, give rise to singular positions that can create problems in constrain equations and therefore they must be avoided. The second problem is that they do not work directly over the definition or the origin of movements. Given that, it is highly recommended to complement this formulation with angles and distances (relative coordinates). This leads to mixed natural coordinates, and they are the final formulation chosen for this MTh. Mixed natural coordinates have not the problem of singular positions. And the most important advantage lies in their usefulness when applying driving forces, torques or evaluating errors. As they influence directly over origin variable (angles or distances), they control motors directly. The algorithm, simulation and obtaining of results has been programmed with Matlab. To design the model in mixed natural coordinates, it is necessary to model the robot to be studied in 2 steps. The first model is based in natural coordinates. To validate it, it is raised a defined trajectory and it is kinematically analyzed if robot fulfils requested movement, keeping its integrity as multibody system. The points (in this case starting and ending points) that configure the robot are quantified. As the elements are considered as rigid bodies, each of them is defined by its respectively starting and ending point (those points are the most interesting ones from the point of view of kinematics and dynamics) and by a non-colinear unit vector to those points. Unit vectors are placed where there is a rotating axis or when it is needed information of an angle. Unit vectors are not needed to measure distances. Neither DOFs must coincide with the number of unit vectors. Lengths of each arm are defined as geometrical constants. The constrains that define the nature of the robot and relationships among different elements and its enviroment are set. Path is generated by a cloud of continuous points, defined in independent coordinates. Each group of independent coordinates define, in an specific instant, a defined position and posture for the robot. In order to know it, it is needed to know which dependent coordinates there are in that instant, and they are obtained solving the constraint equations with Newton-Rhapson method according to independent coordinates. The reason to make it like this is because dependent coordinates must meet constraints, and this is not the case with independent coordinates. When suitability of model is checked (first approval), it is given next step to model 2. Model 2 adds to natural coordinates from model 1, the relative coordinates in the shape of angles in revoluting torques (3 angles; ϕ1, ϕ 2 and ϕ3) and distances in prismatic torques (1 distance; s). These relative coordinates become the new independent coordinates (replacing to cartesian independent coordinates from model 1, that they were natural coordinates). It is needed to review if unit vector system from model 1 is enough or not . For this specific case, it was necessary to add 1 additional unit vector to define perfectly angles with their related equations of dot and/or cross product. Constrains must be increased in, at least, 4 equations; one per each new variable. The approval of model 2 has two phases. The first one, same as made with model 1, through kinematic analysis of behaviour with a defined path. During this analysis, it could be obtained from model 2, velocities and accelerations, but they are not needed. They are only interesting movements and finite displacements. Once that the consistence of movements has been checked (second approval), it comes when the behaviour with interpolated trajectories must be kinematically analyzed. Kinematic analysis with interpolated trajectories work with a minimum number of 3 master points. In this case, 3 points have been chosen; starting point, middle point and ending point. The number of interpolations has been of 50 ones in each strecht (each 2 master points there is an strecht), turning into a total of 100 interpolations. The interpolation method used is the cubic splines one with condition of constant acceleration both at the starting and at the ending point. This method creates the independent coordinates of interpolated points of each strecht. The dependent coordinates are achieved solving the non-linear constrain equations with Newton-Rhapson method. The method of cubic splines is very continuous, therefore when it is needed to design a trajectory in which there are at least 2 movements clearly differents, it is required to make it in 2 steps and join them later. That would be the case when any of the motors would keep stopped during the first movement, and another different motor would remain stopped during the second movement (and so on). Once that movement is obtained, they are calculated, also with numerical differenciation formulas, the independent velocities and accelerations. This process is analogous to the one before explained, reminding condition that acceleration when t=0 and t=end are 0. Dependent velocities and accelerations are calculated solving related derivatives of constrain equations. In a third approval of the model it is checked, again, consistence of interpolated movement. Inverse dynamics calculates, for a defined movement –knowing position, velocity and acceleration in each instant of time-, and knowing external forces that act (f.e. weights); which forces must be applied in motors (where there is control) in order to obtain requested movement. In inverse dynamics, each instant of time is independent of the others and it has a position, a velocity, an acceleration and known forces. In this specific case, it is intended to apply, at the moment, only forces due to the weight, though forces of another nature could have been added if it would have been preferred. The positions, velocities and accelerations, come from kinematic calculation. The inertial effect of forces taken into account (weight) is calculated. As final result of the inverse dynamic analysis, the are obtained torques that the 4 motors must apply to repeat requested movement with the forces that were acting. The fourth approval of the model consists on confirming that the achieved movement due to the use of the torques obtained in the inverse dynamics, are in accordance with movements from kinematic analysis (theoretical movement). For this, it is necessary to work with direct dynamics. Direct dynamic is in charge of calculating the movements of robot that results from applying torques at motors and forces at the robot. Therefore, the resultant real movement, as there was no change in any condition of the ones obtained at the inverse dynamics (motor torques and inertial forces due to weight of elements) must be the same than theoretical movement. When these results are achieved, it is considered that robot is ready to work. When a machining external force is introduced and it was not taken into account before during the inverse dynamics, and torques at motors considered are the ones of the inverse dynamics, the real movement obtained is not the same than the theoretical movement. Closed loop control is based on comparing real movement with expected movement and introducing required corrrections to minimize or cancel differences. They are applied gains in the way of corrections for position and/or tolerance to remove those differences. Position error is evaluated as the difference, in each point, between theoretical movemment (calculated in the kinematic analysis) and the real movement achieved for each machining force and for an specific gain. Finally, the position error obtained for each machining force and gains are mapped, giving a chart with the best accuracy that the robot can give for each operation that has been requested and which conditions must be provided.

Enhancing regression models for complex systems using evolutionary techniques for feature engineering

This work proposes an automatic methodology for modeling complex systems. Our methodology is based on the combination of Grammatical Evolution and classical regression to obtain an optimal set of features that take part of a linear and convex model. This technique provides both Feature Engineering and Symbolic Regression in order to infer accurate models with no effort or designer's expertise requirements. As advanced Cloud services are becoming mainstream, the contribution of data centers in the overall power consumption of modern cities is growing dramatically. These facilities consume from 10 to 100 times more power per square foot than typical office buildings. Modeling the power consumption for these infrastructures is crucial to anticipate the effects of aggressive optimization policies, but accurate and fast power modeling is a complex challenge for high-end servers not yet satisfied by analytical approaches. For this case study, our methodology minimizes error in power prediction. This work has been tested using real Cloud applications resulting on an average error in power estimation of 3.98%. Our work improves the possibilities of deriving Cloud energy efficient policies in Cloud data centers being applicable to other computing environments with similar characteristics.

Different approaches to grounding resistance. Calculation for thin wire structures at low frequency energization

The present paper deals with the calculation of grounding resistance of an electrode composed of thin wires, that we consider here as perfect electric conductors (PEC) e.g. with null internal resistance, when buried in a soil of uniform resistivity. The potential profile at the ground surface is also calculated when the electrode is energized with low frequency current. The classic treatment by using leakage currents, called Charge Simulated Method (CSM), is compared with that using a set of steady currents along the axis of the wires, here called the Longitudinal Currents Method (LCM), to solve the Maxwell equations. The method of moments is applied to obtain a numerical approximation of the solution by using rectangular basis functions. Both methods are applied to two types of electrodes and the results are also compared with those obtained using a thirth approach, the Average Potential Method (APM), later described in the text. From the analysis performed, we can estimate a value of the error in the determination of grounding resistance as a function of the number of segments in which the electrodes are divided.