Bu araştırma, yüksek hızlı hava jetli dokuma tezgâhlarında şasi titreşimini ve gerilme yoğunlaşmasını inceleyerek şasinin temel geometrik parametrelerini optimize etmektedir. Araştırmacılar gerçek tezgâh şasisi üzerinde modal çekiç testi ve çalışma titreşimi ölçümleri gerçekleştirmiş, ölçülen dinamik yükleri sonlu eleman analizine aktarmış ve ardından altı şasi kalınlık parametresi ile eşdeğer gerilme arasındaki ilişkiyi BA-HHO-SVR tabanlı bir vekil modelle modellemiştir. Deneylerde yaklaşık 900 r/min çalışma hızında titreşim artışının belirginleştiği, bu koşulda başlangıç modelindeki maksimum eşdeğer gerilmenin 36,992 MPa olduğu belirlenmiştir. BA-HHO-SVR optimizasyonundan sonra sonlu eleman doğrulamasında maksimum gerilme 32,933 MPa'ya düşmüş; çalışma bunu %10,9'luk azalma olarak raporlamıştır. Ancak optimize edilmiş geometrinin nihai doğrulaması sonlu eleman simülasyonuna dayanmaktadır; çalışma optimize edilmiş şasinin uzun dönemli gerçek üretim koşullarındaki dayanımını veya kumaş kalitesindeki iyileşmeyi doğrudan test etmemiştir.

Şasi, hava jetli dokuma tezgâhının farklı hareketli mekanizmalarından kaynaklanan dinamik yükleri taşıyan ana yapısal sistemdir. Çalışmada çözgü salma bağlantı mekanizması, ağızlık açma mekanizması, bağlantı çubuğu sistemi ve tefe vurma mekanizması başlıca titreşim kaynakları olarak ele alınmıştır. Devir yükseldikçe dört değerlendirme noktasındaki titreşim ivmesi artmış; özellikle arka bölümde Y yönündeki titreşim, ön bölüme göre daha belirgin hâle gelmiştir.

Model doğrulamasında deney ve sonlu eleman modal sonuçları doğrudan karşılaştırılmıştır. İlk doğal frekans simülasyonda 20,628 Hz, deneyde 18,515 Hz; ikinci doğal frekans sırasıyla 32,861 ve 29,323 Hz; üçüncü doğal frekans ise 59,674 ve 57,571 Hz olarak bulunmuştur. İlk altı modun şekilleri ve Modal Assurance Criterion (MAC) değerlendirmesi, araştırmacıların kullandığı dinamik modelin deneysel sistem davranışını yeterli yakınlıkla temsil ettiği sonucunu desteklemiştir.

Türkiye açısından çalışma doğrudan bir yerel tezgâh veya üretim hattı doğrulaması değildir. Bununla birlikte kullanılan yaklaşım; dokuma makinesi şasilerinde modal test, titreşim ölçümü, sonlu eleman analizi ve veri tabanlı parametre optimizasyonunun birlikte nasıl yürütülebileceğine ilişkin uygulanabilir bir mühendislik yöntemi sunmaktadır. Türkiye'deki farklı tezgâh geometrileri, kullanılan malzemeler, bağlantı rijitlikleri, çalışma devirleri, temel ve sönümleyici koşulları aynı olmayabileceğinden bildirilen optimum kalınlıkların doğrudan başka bir makineye aktarılması yerine ilgili makine üzerinde yeniden ölçüm ve doğrulama yapılması gerekir.

Araştırmanın temel problemi nedir?

Hava jetli dokuma tezgâhında yüksek üretim hızına çıkıldıkça tezgâh şasisi sürekli ve karmaşık dinamik yükler altında çalışmaktadır. Ana mil dönüşü, hava akışı değişimleri, tefe mekanizmasının ileri-geri hareketi, ağızlık açma sistemi ve farklı bağlantı elemanlarının hareketleri şasiye tekrarlanan kuvvetler aktarmaktadır. Şasi rijitliğinin yetersiz kalması hâlinde yalnız titreşim seviyesi yükselmemekte; bağlantı bölgelerinde gerilme yoğunlaşması ve yapısal deformasyon da artabilmektedir.

Araştırmanın odaklandığı boşluk, dokuma tezgâhlarındaki hareketli alt mekanizmaların dinamiğinden ziyade bütün tezgâhı taşıyan şasinin çalışma koşullarındaki dinamik davranışının deney, sonlu eleman modeli ve optimizasyon algoritmasıyla birlikte incelenmesidir.

Şasi nasıl modellenmiştir?

Duvar panelleri ve kirişler SolidWorks 2022 ile modellenmiş, üç boyutlu yapı ANSYS Workbench 2022R2 ortamına aktarılmıştır. Duvar panelleri, kirişler ve diğer bileşenlerde sırasıyla Q345B, HT300 ve QT500-7 malzemeleri kullanılmıştır. Küçük ve gerilme bakımından önemsiz bazı delikler hesaplama yükünü azaltmak amacıyla modelden çıkarılmıştır.

Kritik kiriş bağlantıları ve yük uygulama noktalarında ağ boyutu 10 mm'ye kadar inceltilmiş, diğer bölgelerde 15 mm kullanılmıştır. Tetrahedral elemanlardan oluşturulan model yaklaşık 120.000 eleman ve 250.000 düğüm içermektedir.

Sonlu eleman modeli deneyle nasıl kontrol edilmiştir?

Şasinin zemine bağlanan cıvata delikleri tam kısıtlanmış ve doğal frekansları elde etmek için Block Lanczos yöntemi kullanılmıştır. Buna paralel olarak gerçek şasi çelik bir test platformuna cıvatalanmış ve altına gerçek çalışma durumunu temsil etmek amacıyla titreşim sönümleyicileri yerleştirilmiştir.

Modal deneyde PCB 086D20 darbe çekici ve PCB TLD356A16 üç eksenli ivmeölçerler kullanılmıştır. Toplam 16 sensör farklı ölçüm noktalarında sırayla uygulanmıştır. Veriler LMS SCADAS Mobile SCM05 sistemiyle toplanmış; örnekleme frekansı 1024 Hz, her testin kayıt süresi 15–20 saniye olarak belirlenmiştir. Her ölçüm noktasında beş geçerli çekiç darbesi uygulanmış ve frekans cevap fonksiyonlarında doğrusal ortalama kullanılmıştır. İlk altı mod PolyMax algoritmasıyla tanımlanmıştır.

Birinci modda yan duvarlar Y doğrultusunda salınırken üst kirişler duvarlarla aynı fazda hareket etmiş ve alt kirişlerde daha küçük deformasyon görülmüştür. İkinci modda alt kiriş X doğrultusunda ileri-geri eğilme davranışı göstermiştir. Üçüncü modda ise üst ve alt kirişlerde Z yönünde düşey eğilme baskın hâle gelmiştir.

Simülasyon doğal frekanslarının ilk modlarda deneysel frekanslardan bir miktar yüksek olması araştırmacılar tarafından doğrusal modelde gerçek yapının doğrusal olmayan sönüm ve enerji kayıplarının tamamen temsil edilmemesiyle açıklanmıştır. Altı modun hata değerleri −%12,9 ile %10,7 arasındadır. Ayrıca MAC matrisinin köşegen elemanlarının 1'e, köşegen dışı elemanlarının ise 0'a yakın olması deneysel ve hesaplanan mod şekillerinin yüksek uyum gösterdiği şeklinde yorumlanmıştır.

Çalışma hızlandıkça titreşim nasıl değişmiştir?

Çalışma titreşimi 600–1000 r/min aralığında incelenmiştir. Dört değerlendirme noktası şasinin ön-sol, ön-sağ, arka-sol ve arka-sağ bölgelerinde seçilmiş; X, Y ve Z eksenlerindeki RMS titreşim ivmeleri değerlendirilmiştir.

Bütün değerlendirme noktalarında devir yükseldikçe titreşim artmıştır. Araştırmacıların özellikle vurguladığı değişim 900 r/min civarında gerçekleşmiştir: RMS artış eğrileri bu noktadan itibaren daha dik hâle gelmiştir. Arka tarafta Y yönlü titreşim daha baskındır. Örneğin 1000 r/min'de arka-sol ölçüm noktasındaki Y yönlü RMS titreşim ivmesi yaklaşık 8,0 m/s²'ye yaklaşmıştır. Bu değer grafikten yaklaşık olarak belirtilen bir büyüklüktür; kesin tablo değeri olarak değerlendirilmemelidir.

Ön bölgede X ve Y yönündeki titreşimler birbirine daha yakınken 900 r/min sonrasında X yönündeki bileşen bir miktar baskın hâle gelmiştir. Çalışmada bu durum tefe vurma mekanizmasının ileri-geri hareketinden doğan atalet etkisiyle ilişkilendirilmiştir.

Gerçek titreşim ölçümleri simülasyon yüküne nasıl dönüştürülmüştür?

Araştırmanın önemli yöntemsel özelliklerinden biri, deneysel ivme verilerinin sonlu eleman analizine doğrudan basit bir ivme sınır koşulu olarak aktarılmaması; önce çok cisimli dinamik ters çözümü üzerinden dinamik dış kuvvetlere dönüştürülmesidir.

Ölçüm noktasındaki mutlak ivme ile genelleştirilmiş koordinatlar arasındaki kinematik ilişki şöyle verilmiştir:

\[ a_{\mathrm{meas}}(t)=J(q)\ddot{q}+\dot{J}(q,\dot{q})\dot{q} \]

Burada \(a_{\mathrm{meas}}(t)\) deneyde ölçülen ivmeyi, \(J(q)\) ölçüm noktasının genelleştirilmiş koordinatlara göre Jacobian matrisini, \(q\), \(\dot q\) ve \(\ddot q\) ise sırasıyla genelleştirilmiş konum, hız ve ivmeyi temsil eder.

Bilinen hareket yörüngeleri kullanılarak genelleştirilmiş ivme şu ters ilişkiyle hesaplanmıştır:

\[ \ddot q(t)=J^{+}(q)\left[a_{\mathrm{meas}}(t)-\dot J(q,\dot q)\dot q\right] \]

\(J^{+}\), Jacobian matrisinin en küçük kareler çözümünde kullanılan psödo-tersini temsil etmektedir.

Ardından sistemin çok cisimli dinamik denklemleri:

\[ M(q)\ddot q+\Phi_q^{T}\lambda = Q(q,\dot q,t)+F_{\mathrm{ext}}(t) \]

ve kısıt denklemi:

\[ \Phi(q,t)=0 \]

ile ifade edilmiştir. Burada \(M(q)\) kütle matrisini, \(\Phi_q\) kısıt Jacobian'ını, \(\lambda\) kısıt reaksiyonlarını, \(Q\) Coriolis, merkezkaç, sönüm ve diğer iç kuvvetleri, \(F_{\mathrm{ext}}\) ise aranan dinamik dış uyarma kuvvetini göstermektedir.

Böylece dış uyarma:

\[ F_{\mathrm{ext}}(t) = M(q)\ddot q(t)+\Phi_q^{T}\lambda-Q(q,\dot q,t) \]

şeklinde ters çözülmüş ve ilgili yatak yuvaları ile kritik bağlantı noktalarına uygulanmıştır. Bu hesaplamalar MATLAB R2024a ortamında gerçekleştirilmiştir.

Gerilme ve deformasyon nerelerde yoğunlaşmıştır?

900 r/min koşulundaki dinamik sonlu eleman çözümünde şasinin maksimum eşdeğer gerilmesi 36,992 MPa olarak bulunmuştur. En kritik bölge, arka alt kiriş ile sol duvar panelinin bağlantısıdır. Çalışma, bu bölgede bağlantı çubuğu ile kam kutusu kaynaklı titreşimlerin birleşmesinin mekanik yüklenmeyi artırdığını belirtmektedir.

Duvar panelindeki yüksek gerilme bölgeleri özellikle tefe mili konumlandırma delikleri ile kam kutusu çevresinde oluşmuştur. Genel deformasyon davranışında şasi yanlara doğru salınmış ve duvar paneli yüksekliği arttıkça deformasyon daha belirgin hâle gelmiştir. Duvar panelindeki maksimum deformasyon üst bölgede görülmüştür.

Çalışma hızının 600'den 1000 r/min'e çıkarılmasıyla hem maksimum gerilme hem de deformasyon yükselmiştir. Araştırmacılar 900 r/min koşulunu, artış eğiminin belirginleşmesi ve doğal frekansla ilişkilendirilen titreşim davranışı nedeniyle daha sonraki yapısal optimizasyonun temel çalışma koşulu olarak seçmiştir.

BA-HHO-SVR neden kullanılmıştır?

Şasinin her olası geometrik parametre kombinasyonu için ayrıntılı dinamik sonlu eleman analizi yapmak hesaplama açısından maliyetlidir. Araştırmacılar bu nedenle altı geometrik giriş parametresi ile eşdeğer gerilme arasındaki doğrusal olmayan ilişkiyi öğrenebilen bir vekil model kurmuştur.

Önce Geri Yayılımlı Sinir Ağı (BPNN), Random Forest (RF) ve Destek Vektör Regresyonu (SVR) karşılaştırılmıştır. Temel modeller arasında SVR, test kümesinde \(R^2=0,8265\) ile en yüksek değeri vermiştir. Ardından SVR hiperparametreleri GA, PSO, HHO ve geliştirilmiş BA-HHO yöntemleriyle optimize edilmiştir.

SVR'nin temel regresyon ilişkisi çalışmada:

\[ y(x)=\omega \cdot \phi(x)+b \]

olarak verilmiştir. Burada \(x\) giriş değişkenlerini, \(\phi(x)\) yüksek boyutlu özellik uzayına dönüşümü, \(\omega\) ağırlık vektörünü ve \(b\) yanlılık terimini temsil eder.

SVR optimizasyonunda hata toleransı ile model karmaşıklığı arasındaki denge ceza katsayısı \(C\), epsilon toleransı \(\varepsilon\) ve çekirdek parametresi \(\gamma\) üzerinden kontrol edilmiştir.

BA-HHO hangi değişiklikleri getirmiştir?

Geliştirilmiş Harris Hawks Optimization yaklaşımında başlangıç popülasyonunun tüm aralığa aşırı dağılmasını önlemek için ilk arama aralığı toplam aralığın %50'sine daraltılmıştır:

\[ hawks=lb+rand(0,1)\times(ub-lb)\times0.5 \]

Tek bir en iyi bireyin bütün popülasyonu yönlendirmesi yerine en iyi performans gösteren bireylerin üst %30'u bir elit şahin grubu olarak tutulmuştur. İterasyon ilerledikçe yerel adım büyüklüğü:

\[ step=0.05\left(1-\frac{iter}{max\_iter}\right) \]

ve keşif yoğunluğu:

\[ explore\_intensity = 0.3-iter\left(\frac{0.25}{max\_iter}\right) \]

ile azaltılmıştır.

Elit bireyler kendi konumları çevresinde ince arama yaparken normal bireyler rastgele seçilen elit çözümlere doğru yönlendirilmiş; en kötü %20'lik grup ise elit bireylerin mutasyonlu varyantlarıyla değiştirilmiştir. Amaç hem yerel optimuma erken sıkışmayı azaltmak hem de son aşamalarda hassas parametre aramasına geçmektir.

Hangi şasi parametreleri optimize edilmiştir?

Altı geometrik değişken giriş olarak seçilmiştir:

• T1: üst arka kiriş kalınlığı,
• T2: üst ön kiriş kalınlığı,
• T3: alt arka kiriş kalınlığı,
• T4: alt ön kiriş kalınlığı,
• T5: orta destek kalınlığı,
• T6: tefe/vuruş mili destek plakası kalınlığı.

Merkezi Bileşik Tasarım ve Varyans Şişirme Faktörü optimal tasarımı ile oluşturulan parametre kombinasyonları ANSYS'te dinamik olarak analiz edilmiş ve karşılık gelen eşdeğer gerilmeler veri kümesine dönüştürülmüştür. Gri ilişkisel analizde altı değişkenin tamamı eşdeğer gerilmeyle yüksek ilişkili bulunmuş ve model girdisi olarak korunmuştur.

Modelin tahmin başarısı ne düzeydedir?

BA-HHO-SVR, karşılaştırılan modeller arasında en yüksek R² ve en düşük RMSE ile MAE değerlerini vermiştir. Çalışmanın tahmin örnekleri grafiğinde tahmin ve referans değerlerinin birbirine yakın seyrettiği, bildirilen hata oranlarının ±%2 sınırı içinde kaldığı gösterilmiştir.

Burada önemli bir kaynak notu vardır: sonuç bölümünde bu üç performans metriğinin “en yüksek değerler” olduğu yazılmıştır. Tablo 6'ya göre doğru nicel durum, R²'nin en yüksek; hata ölçütleri RMSE ve MAE'nin ise en düşük olmasıdır. Bu makalede sayısal tablo esas alınmış, kaynak ifadesi sessizce farklı bir bulguya dönüştürülmemiştir.

Optimizasyon sonucunda hangi geometri bulunmuştur?

BA-HHO-SVR'nin önerdiği parametrelerle yapılan dinamik sonlu eleman doğrulamasında maksimum eşdeğer gerilme 32,933 MPa olarak hesaplanmıştır. Model tahmini 33,0248 MPa olduğundan çalışma tahmin-simülasyon farkını %0,28 olarak bildirmektedir.

Bununla birlikte kaynakta açık bir parametre aralığı sorusu bulunmaktadır. Beş seviyeli tasarım tablosunda T1–T6 için verilen en yüksek değerler sırasıyla 16, 12, 12,5, 13,5, 100 ve 25 mm iken bildirilen BA-HHO-SVR optimum değerlerinin tamamı bu seviyelerin biraz üzerindedir. Çalışma bu aşımın sürekli optimizasyon aralığından mı, yuvarlamadan mı yoksa başka bir sınır tanımından mı kaynaklandığını ayrıca açıklamamaktadır. Bu nedenle optimum parametreler çalışmada bildirildiği biçimde korunmalı, üretim tasarım sınırlarının kesin olarak bu değerleri kapsadığı varsayılmamalıdır.

Çalışmanın desteklediği sonuçlar

• İncelenen hava jetli dokuma tezgâhı şasisinin modal sonlu eleman modeli, fiziksel modal deneyle makul düzeyde uyum göstermiştir.
• 600–1000 r/min çalışma aralığında devir arttıkça dört değerlendirme noktasındaki titreşim seviyesi yükselmiştir.
• İncelenen sistemde yaklaşık 900 r/min bölgesi belirgin dinamik tepki artışıyla ilişkilendirilmiştir.
• 900 r/min koşulunda başlangıç şasisindeki maksimum eşdeğer gerilme 36,992 MPa olarak hesaplanmış ve kritik bölge arka alt kiriş-sol duvar paneli bağlantısı olarak belirlenmiştir.
• Karşılaştırılan tahmin modelleri içinde BA-HHO-SVR en yüksek R² ve en düşük RMSE ile MAE değerlerini vermiştir.
• BA-HHO-SVR geometrisinin sonlu eleman doğrulamasında maksimum gerilme 32,933 MPa'ya düşmüş ve tahmin ile simülasyon arasında %0,28 fark bildirilmiştir.

Çalışmanın desteklemediği veya test etmediği sonuçlar

• Optimum geometrinin bütün hava jetli dokuma tezgâhları için evrensel optimum olduğu gösterilmemiştir.
• Optimize edilmiş yeni şasi geometrisiyle uzun süreli fiziksel üretim deneyi raporlanmamıştır.
• Gerilmedeki %10,9 azalmanın doğrudan belirli bir oranda kumaş kalite artışı sağladığı test edilmemiştir.
• Optimize edilmiş tasarımın yorulma ömrünü hangi oranda artırdığı belirlenmemiştir.
• BA-HHO-SVR'nin bütün mühendislik optimizasyon problemlerinde diğer algoritmalardan üstün olduğu sonucuna bu tek problemden ulaşılamaz.
• Bildirilen geometrik optimum değerler farklı tezgâh boyutlarına, malzemelere veya çalışma koşullarına doğrudan aktarılamaz.

Çalışmanın Yöntemi ve Bulguları

Deneysel ve sayısal çalışma zinciri

1. Hava jetli dokuma tezgâhı şasisinin geometrik tasarımı oluşturuldu.
2. ANSYS Workbench ortamında yaklaşık 120.000 eleman ve 250.000 düğümlü sonlu eleman modeli kuruldu.
3. Block Lanczos yöntemiyle modal analiz yapıldı.
4. Gerçek şasi üzerinde darbe çekici ve üç eksenli ivmeölçerlerle modal deney gerçekleştirildi.
5. İlk altı doğal frekans ve mod şekilleri karşılaştırıldı; MAC matrisiyle modal uyum değerlendirildi.
6. 600–1000 r/min çalışma aralığında şasinin dört kritik noktasındaki titreşimler ölçüldü.
7. Deneysel ivmeler çok cisimli ters dinamik hesabıyla dış uyarma kuvvetlerine dönüştürüldü.
8. Bu kuvvetler sonlu eleman modeline uygulanarak gerilme ve deformasyon bölgeleri belirlendi.
9. Altı geometrik kalınlık parametresi için parametrik veri kümesi üretildi.
10. BPNN, RF ve SVR temel modelleri karşılaştırıldı.
11. SVR, GA, PSO, HHO ve geliştirilmiş BA-HHO ile optimize edildi.
12. BA-HHO-SVR ile minimum gerilmeyi hedefleyen parametre kombinasyonu belirlendi.
13. Önerilen geometri yeniden sonlu eleman dinamik simülasyonuyla doğrulandı.

Modal test parametreleri

Çalışma titreşimi ve kritik durum

Titreşim testleri 600, 700, 800, 900 ve 1000 r/min çalışma seviyelerini kapsamaktadır. Devir yükseldikçe X, Y ve Z yönlerinde RMS ivme artmıştır. Arka değerlendirme noktalarında özellikle Y yönü baskın hâle gelmiş, araştırmacılar yaklaşık 900 r/min çalışma bölgesini doğal frekansla ilişkili kritik titreşim koşulu olarak değerlendirmiştir.

900 r/min için yapılan dinamik analizde:

• başlangıç maksimum eşdeğer gerilmesi: 36,992 MPa,
• kritik gerilme bölgesi: arka alt kiriş-sol duvar paneli bağlantısı,
• duvar paneli kritik bölgeleri: tefe mili konumlandırma deliği ve kam kutusu çevresi,
• deformasyon davranışı: şasinin ağırlıklı olarak yanal salınımı ve duvar panelinin üst bölümünde artan deformasyon.

Makine öğrenmesi veri yapısı

Model girdileri altı geometrik parametreden, çıktı ise eşdeğer gerilmeden oluşmuştur. Veri kümesi rastgele %70 eğitim ve %30 test olarak ayrılmıştır.

Başlangıç SVR parametreleri:

• \(C = 2\)
• \(\varepsilon = 0,1\)
• \(\gamma = 0,1\)

HHO-SVR ve BA-HHO-SVR optimizasyonunda popülasyon 20, maksimum iterasyon sayısı 200 olarak kullanılmıştır. Optimize edilen SVR parametrelerinin aralıkları:

• \(C: [1,500]\)
• \(\varepsilon: [0,01;0,3]\)
• \(\gamma: [0,001;5]\)

Model değerlendirme ölçütleri

Katsayı belirleme ölçütü:

\[ R^2 = 1- \frac{\sum_i (y_i-\hat y_i)^2} {\sum_i (y_i-\bar y)^2} \]

Ortalama mutlak hata:

\[ MAE = \frac{1}{M} \sum_{i=1}^{M} |y_i-\hat y_i| \]

Kök ortalama kare hata:

\[ RMSE = \sqrt{ \frac{1}{M} \sum_{i=1}^{M} (\hat y_i-y_i)^2 } \]

Bu ölçütlerde daha yüksek \(R^2\), tahminlerin açıklanan varyans açısından daha yüksek uyumunu; daha düşük MAE ve RMSE ise sayısal tahmin hatasının azalmasını ifade eder. BA-HHO-SVR için kaynakta \(R^2=0,9906\), RMSE = 0,1798 ve MAE = 0,1419 bildirilmiştir.

Optimum tasarımın sonlu eleman doğrulaması

Bu karşılaştırmada BA-HHO-SVR hem en düşük doğrulanmış maksimum eşdeğer gerilmeyi hem de tahmin-simülasyon arasındaki en düşük bildirilen hata oranını sağlamıştır. Başlangıç modelindeki 36,992 MPa ile karşılaştırıldığında 32,933 MPa'lık simülasyon sonucu çalışma tarafından maksimum gerilmede %10,9 azalma olarak hesaplanmıştır.

Bununla birlikte doğrulama, optimize edilmiş geometri için fiziksel bir prototip üzerinde yeniden yapılan uzun dönemli yükleme deneyi değildir. Son aşamadaki doğrulama dinamik sonlu eleman hesaplamasıdır. Bu ayrım, sonucun gerçek üretim koşullarındaki uzun dönem güvenilirliğinin yorumlanmasında korunmalıdır.

Kaynak ve Yöntem Notu

Tam özgün çalışma adı: Study of Dynamic Analysis and Structural Parameters Optimization of the Air-Jet Loom Frame System

Yazarlar: Jiacheng Zhou, Zhuo Chen, Shengli Lv, Libin Zhang, Feng Hu, Min Shen, Fei Fan, Lianqing Yu, Mingzhang Chen, Chengcheng Wang, Xiaoshuang Xiong.

Sorumlu yazar: Chengcheng Wang.

Kurumlar: Hubei Key Laboratory of Digital Textile Equipment, School of Mechanical Engineering and Automation, Wuhan Textile University, Wuhan, Çin; Hubei Key Laboratory of Advanced Technology for Automotive Components, Wuhan University of Technology, Wuhan, Çin.

Dergi: Machines.

Yayınevi: MDPI.

Bibliyografik kayıt: Machines 2026, 14, 640.

DOI: 10.3390/machines14060640.

Yayın tarihi: 1 Haziran 2026.

Kaynak türü ve hakemlik durumu: Hakemli özgün araştırma makalesidir.

Resmî yayın bağlantısı:https://doi.org/10.3390/machines14060640

Lisans: Creative Commons Attribution (CC BY).

Finansman: Natural Science Foundation of Hubei Province, 2025AFB365 ve 2024AFB756; Key R&D Program of Shandong Province, 2024CXGC010215; Science and Technology Research Project of Hubei Provincial Department of Education, D20241603.

Veri erişilebilirliği: Yazarlar verilerin talep üzerine sağlanabileceğini bildirmiştir.

Çıkar çatışması: Yazarlar çıkar çatışması olmadığını beyan etmiştir.

Yazar katkıları: Jiacheng Zhou ve Zhuo Chen simülasyon ve deneylerin tasarlanması/yürütülmesi ile ilk taslağın yazımında; Shengli Lv, Libin Zhang ve Feng Hu veri düzenleme ve deneysel analizlerde; Min Shen, Mingzhang Chen ve Fei Fan literatür taraması ve veri çıkarımında görev almıştır. Lianqing Yu, Chengcheng Wang ve Xiaoshuang Xiong araştırmanın finansmanı ve deneysel ekipmanların sağlanmasına katkıda bulunmuştur. Kaynakta bütün yazarların yayımlanan sürümü okuyup onayladığı belirtilmiştir.

Bu Verianla makalesindeki bilimsel bulgular, sayısal değerler, yöntem açıklamaları ve algoritma performansları incelenen kaynak çalışmaya dayanmaktadır. Bibliyografik kimlik dışında dış kaynaklardan yeni deneysel veya bilimsel bulgu eklenmemiştir.

Kaynak içi parametre sınırı notu: Kaynağın beş seviyeli parametre tablosunda T1–T6 için en yüksek değerler 16, 12, 12,5, 13,5, 100 ve 25 mm'dir. Buna karşılık BA-HHO-SVR optimumu 16,1545; 12,0493; 12,5620; 13,6456; 100,8555 ve 25,1106 mm olarak verilmiştir. Kaynak bu küçük sınır aşımlarının nedenini ayrıca açıklamamaktadır. Değerler kaynakta bildirildiği biçimde korunmuştur.

Kaynak içi performans ifadesi notu: Sonuç bölümünde BA-HHO-SVR için R², RMSE ve MAE değerlerinin tümü “en yüksek” olarak tanımlanmaktadır. Tablo 6'da R² en yüksek, RMSE ve MAE ise karşılaştırılan modeller arasındaki en düşük değerlerdir. Sayısal tablo ile sözlü ifade arasındaki bu farklılık sessizce göz ardı edilmemelidir.

Temel yöntemsel sınır: Mevcut şasi için modal ve çalışma titreşimi ölçümleri fiziksel deneylere dayanmaktadır. Buna karşılık optimizasyonla elde edilen nihai yeni geometrinin gerilme doğrulaması sonlu eleman dinamik simülasyonuyla gerçekleştirilmiştir. Çalışma optimize edilmiş şasinin uzun dönemli fiziksel yorulma deneyi, seri üretim saha testi veya doğrudan kumaş kalite performansı doğrulamasını raporlamamaktadır.