Araştırma, tek bir giriş hareketinden aynı yönde iki büyütülmüş çıkış üreten simetrik bir tek girişli–çift çıkışlı uyumlu yer değiştirme büyütme mekanizması (single-input dual-output compliant displacement amplification mechanism, SIDO-CDAM) geliştirmektedir. Mekanizma önce anlık dönme merkezi ve yapı taşı yaklaşımıyla (instantaneous center–building block, IC-BB) yalnızca uyumlu dyad yapı taşları kullanılarak kavramsal olarak sentezlenmiş, ardından üretilebilir üç boyutlu bir geometriye dönüştürülmüş ve sonlu eleman analiziyle (FEA) değerlendirilmiştir. Kavramsal tasarımın geometrik avantajı 9,5 iken gerçekleştirilmiş temel modelde FEA ile 9,875 geometrik avantaj elde edilmiştir.

Araştırmacılar daha sonra yer değiştirme büyütmesini artırırken giriş rijitliğini azaltmak amacıyla iki aşamalı Taguchi–ANOVA–GRA optimizasyonu uygulamıştır. Nihai optimize edilmiş modelde rijit bağlantı kalınlığı 0,4 mm, esnek bağlantı kalınlığı 0,4 mm ve çentik çapı 0,2 mm olarak seçilmiştir. Son FEA karşılaştırmasında geometrik avantaj 9,875'ten 14'e çıkarak %41,77 artmış; giriş rijitliği ise 15,625 N/mm'den 10,417 N/mm'ye düşerek %33,33 azalmıştır. Optimize modelde maksimum von Mises gerilmesi 1,049 MPa olarak hesaplanmış ve araştırmada kullanılan PA-12 malzemesi için verilen 27,50 MPa akma dayanımının oldukça altında kalmıştır.

Bu sonuçlar fiziksel bir prototip deneyinden değil, doğrusal elastik sonlu eleman simülasyonlarından elde edilmiştir. Çalışmada ağ yakınsaması yapılmış ve temel modelde FEA ile kavramsal kinematik sonuç arasında yakınlık gösterilmiş olsa da, optimize edilmiş mekanizmanın gerçek üretim toleransları, tekrarlanabilirliği, yorulma davranışı ve gerçek aktüatörle performansı deneysel olarak doğrulanmamıştır. Araştırmacılar prototip üretimi ve fiziksel testleri gelecek çalışma olarak belirtmektedir.

Türkiye açısından değerlendirme: Çalışmanın önerdiği tasarım ve optimizasyon yaklaşımı Türkiye'deki hassas mekanizma, mikro-aktüasyon, sensör, mikro-konumlandırma ve eklemeli üretim araştırmalarına yöntemsel bir çerçeve sağlayabilir. Ancak çalışma Türkiye'deki bir üretim sistemi, malzeme tedarik zinciri veya yerel üretim toleransları üzerinde yapılmamıştır. Sonuçların doğrudan yerel uygulamaya aktarılabilmesi için kullanılacak PA-12 veya alternatif malzemelerin gerçek özellikleri, üretim yöntemi, baskı çözünürlüğü, aktüatör karakteristikleri, montaj toleransları ve çalışma koşullarının ayrıca doğrulanması gerekir.

Araştırmanın temel problemi nedir?

Piezoelektrik ve elektrostatik aktüatörler hassas konumlandırma sistemlerinde yüksek konum doğruluğu ve hızlı tepki sağlayabilmelerine karşın, araştırmada belirtilen tipik hareket mesafeleri yaklaşık 10–100 µm ile sınırlıdır. Uyumlu yer değiştirme büyütme mekanizmaları (compliant displacement amplification mechanisms, CDAM) bu küçük giriş hareketini daha büyük bir çıkış hareketine dönüştürmek için aktüatör ile yük arasına yerleştirilebilir.

Uyumlu mekanizmalar geleneksel pimli veya döner mafsallar yerine elastik olarak deformasyona uğrayan esnek bölgeler kullanır. Bu nedenle geri tepmesiz hareket, düşük sürtünme, kompakt geometri ve bütünleşik üretim gibi avantajlar sunabilir. Buna karşılık bağlantı geometrisi, esnek bölgelerin kalınlığı ve rijitlik dağılımı hem büyütme oranını hem de aktüatörün karşılaştığı mekanik direnci doğrudan etkiler.

Araştırmanın hedeflediği literatür boşluğu, özellikle yalnızca uyumlu dyad yapı taşlarından oluşturulan, simetrik, tek girişli ve aynı yönde iki çıkış veren SIDO-CDAM'ın IC-BB yaklaşımıyla sistematik sentezi ve bu sentezin hemen ardından yapılandırılmış çok amaçlı optimizasyon uygulanmasıdır.

Çift çıkışlı mekanizma nasıl oluşturuldu?

Çalışmanın Şekil 2'sinde giriş noktası IP1, çıkış noktaları OP1 ve OP2 ile ara hareket aktarım noktaları D1 ve D2 tanımlanmaktadır. Mekanizma x–x′ ekseni etrafında simetriktir. Bu simetri iki çıkışın dengeli biçimde aynı giriş doğrultusunda hareket etmesini ve mekanizmanın iki tarafında özdeş uyumlu dyad elemanlarının kullanılmasını mümkün kılmaktadır.

Dört uyumlu dyad yapı taşı F1–D1–IP1, F3–D2–IP1, F2–D1–OP1 ve F4–D2–OP2 biçiminde düzenlenmiştir. Giriş, çıkış ve ara hareket noktalarındaki yer değiştirme doğrultularına çizilen dikmelerin kesişimleri IC1, IC2, IC3 ve IC4 anlık dönme merkezlerini oluşturmaktadır.

Bir büyütme aşamasının geometrik avantajı, ilgili anlık merkez ile giriş ve çıkış noktaları arasındaki uzaklık oranlarından hesaplanmaktadır. Çift aşamalı ve simetrik sistem için araştırmada kullanılan toplam kavramsal ilişki şöyledir:

\[ GA_{\mathrm{conceptual}} = \frac{GA_1 \times GA_2 \times GA_3 \times GA_4}{2} \]

İkiye bölme işlemi iki simetrik çıkış yoluna dağılan toplam büyütmeyi temsil etmektedir. Kavramsal sentez sonucunda GA = 9,5 elde edilmiştir.

Kavramsal model fiziksel geometriye nasıl dönüştürüldü?

Kavramsal mekanizmada bağlantı kalınlıkları ve malzeme davranışı bulunmadığından araştırmacılar Şekil 3'te gösterilen üretilebilir bir CAD modeli oluşturmuştur. Modelde yük taşıyan nispeten kalın bölgeler rijit bağlantılar, elastik deformasyonu sağlayan ince bölgeler ise esnek bağlantılar olarak tanımlanmıştır.

D1 ve D2 bölgelerindeki dönme esnekliğini artırmak amacıyla çentikler kullanılmış; giriş bölgesine de yük aktarımını güçlendiren ek bir kiriş desteği yerleştirilmiştir. Optimizasyonda değiştirilen dört temel geometrik parametre şunlardır:

• t1_rigid: rijit bağlantı kalınlığı,
• t2_flexible: esnek bağlantı kalınlığı,
• d_notch: çentik çapı,
• mp_location: hareketli noktanın konumu.

Sonlu eleman modeli nasıl kuruldu?

Mekanizma gerçek bir MEMS boyutunda değil, gelecekte FDM tabanlı fiziksel prototip üretimini kolaylaştıracak şekilde milimetre ölçeğinde modellenmiştir. Başlangıç geometrisinde esnek bağlantılar için 0,4 mm, rijit bağlantılar için 0,8 mm kalınlık kullanılmıştır.

FEA Autodesk Fusion ortamında Autodesk Nastran çözücüsüyle gerçekleştirilmiştir. Malzeme olarak yazılım kütüphanesindeki PA-12 (PA 2200—120 µm) kullanılmıştır. Araştırmada malzeme için 1,49 GPa Young modülü, 0,41 Poisson oranı, 9,9 × 10⁻⁷ kg/mm³ yoğunluk ve 46 MPa nihai çekme dayanımı verilmiştir.

Dört montaj deliğinin tüm serbestlik dereceleri sabitlenmiş ve IP1 girişine x yönünde 0,25 N yük uygulanmıştır. Çalışmanın Şekil 4'ündeki yer değiştirme konturları OP1 ve OP2 çıkışlarının giriş yönüyle aynı doğrultuda büyütülmüş hareket ürettiğini göstermektedir.

Ağ yakınsaması neden önemliydi?

FEA sonuçlarının ağ yoğunluğuna bağımlı olmadığını kontrol etmek amacıyla adaptif eleman uzunluğu 1,5 mm'den 0,25 mm'ye kadar azaltılmıştır. Araştırmacılar yakınsamanın 0,5 mm eleman uzunluğunda sağlandığını bildirmiştir. Ağ 0,25 mm'ye kadar sıklaştırıldığında model 1.368.261 elemana ulaşmış, ancak geometrik avantaj 9,875 değerinde değişmeden kalmıştır.

Temel modelde maksimum von Mises gerilmesi 0,784 MPa olarak bulunmuştur. Araştırmada verilen 27,50 MPa PA-12 akma dayanımıyla karşılaştırıldığında bu gerilme doğrusal elastik çalışma bölgesinin içinde kalmaktadır. Bu nedenle sonraki optimizasyonlarda 0,5 mm yakınsamış ağ kullanılmıştır.

Kavramsal sentezin GA = 9,5 sonucu ile FEA'nın GA = 9,875 sonucu arasındaki fark; gerçekleştirilmiş modelde sonlu bağlantı kalınlıkları, malzeme esnekliği ve deformasyon etkilerinin bulunmasına, ideal kinematik modelde ise bunların hesaba katılmamasına bağlanmıştır.

Optimizasyon problemi nasıl tanımlandı?

Çalışmanın iki hedefi aynı anda ele alınmıştır: geometrik avantajı yükseltmek ve giriş noktasındaki rijitliği azaltmak.

FEA tabanlı geometrik avantaj:

\[ GA_{\mathrm{FEA}} = \frac{\text{çıkış yer değiştirmesi}} {\text{giriş yer değiştirmesi}} \]

Giriş rijitliği ise:

\[ Stiff_{\mathrm{FEA}} = \frac{\text{giriş kuvveti}} {\text{giriş yer değiştirmesi}} \]

olarak hesaplanmıştır.

Parametre sınırları rijit bağlantı için 0,4–2,0 mm, esnek bağlantı için 0,4–1,2 mm, çentik çapı için 0,2–1,0 mm olarak belirlenmiştir. Hareketli noktanın konumu x ve y yönlerinde ±1 mm'lik sınırlı bir ızgara içinde değiştirilmiştir.

Birinci aşama: hangi parametre en etkiliydi?

İlk optimizasyon aşamasında dört kontrol faktörü beşer seviyede değerlendirilmiş ve tam faktöriyel arama yerine Taguchi L25 ortogonal dizisi kullanılmıştır. Her parametre kombinasyonu için FEA yapılarak GA ve rijitlik hesaplanmıştır.

GA için ANOVA sonuçlarında hareketli nokta konumu (mp_location) toplam değişimin %85,41'ini açıklayan en baskın parametre olarak bulunmuş ve p < 0,001 bildirilmiştir. Rijit bağlantı kalınlığının GA üzerindeki katkısı %5,64, esnek bağlantı kalınlığının %4,36 ve çentik çapının %1,40 olmuştur.

Rijitlik açısından ise en etkili değişken %35,37 katkı ve p = 0,009 ile rijit bağlantı kalınlığıdır. Esnek bağlantı kalınlığının katkısı %25,88, hareketli nokta konumunun katkısı %23,21 olarak hesaplanmıştır. Çentik çapı %5,64 katkıyla istatistiksel olarak anlamlı bulunmamıştır.

GA'nın öncelikli olması nedeniyle ikinci aşamada hareketli nokta konumu (31, 20) koordinatında sabitlenmiştir.

İkinci aşama: çok amaçlı çözüm nasıl arandı?

İkinci aşamada yalnız t1_rigid, t2_flexible ve d_notch değiştirilmiş ve üç faktörün üç seviyesini temsil eden Taguchi L9 tasarımı kullanılmıştır. Geometrik avantajın artırılması ve rijitliğin azaltılması birlikte değerlendirilmek üzere gri ilişkisel analiz (Gray Relational Analysis, GRA) uygulanmıştır.

Araştırmacılar geometrik avantaja 0,7, rijitliğe 0,3 ağırlık vermiştir. L9 deneylerinin ham FEA sonuçlarında Trial 1 hem en yüksek geometrik avantajı hem de en düşük giriş rijitliğini vermiştir:

• t1_rigid = 0,4 mm,
• t2_flexible = 0,4 mm,
• d_notch = 0,2 mm,
• GA_FEA = 14,
• Stiff_FEA = 10,4167 N/mm.

Dolayısıyla bu geometri yalnız GRA sıralamasına göre değil, L9 içindeki doğrudan FEA sonuçlarına göre de iki hedef açısından en iyi kombinasyondur.

İkinci aşama ANOVA ne gösterdi?

Hareketli noktanın birinci aşamada sabitlenmesinden sonra rijit bağlantı kalınlığı, hem büyütme oranını hem de giriş rijitliğini belirleyen baskın sürekli tasarım değişkeni hâline gelmiştir. Esnek bağlantı kalınlığı ikinci sırada yer alırken çentik çapının incelenen aralıkta etkisi sınırlı kalmıştır.

Regresyon modelleri ne öngördü?

İkinci aşama verilerinden geliştirilen doğrusal modeller şöyledir:

\[ GA_{\mathrm{FEA}} = 18.01 - 4.63\,t1_{\mathrm{rigid}} - 6.74\,t2_{\mathrm{flexible}} - 2.46\,d_{\mathrm{notch}} \]

\[ Stiff_{\mathrm{FEA}} = -7.31 + 20.27\,t1_{\mathrm{rigid}} + 27.66\,t2_{\mathrm{flexible}} - 5.15\,d_{\mathrm{notch}} \]

Bu denklemler yalnız çalışmada incelenen parametre aralıkları içinde yorumlanmalıdır. Araştırmacılar GA tahminleri için RMSE = 2,95 bildirmiştir. Bununla birlikte doğrulama tablosundaki hata bütün parametre kombinasyonlarında aynı büyüklükte değildir; örneğin bazı kombinasyonlarda tahmin ile FEA sonucu arasında belirgin fark bulunmaktadır. Dolayısıyla doğrusal regresyon modeli FEA'nın yerine geçen genel bir fiziksel model olarak değerlendirilmemelidir.

Kaynak içindeki sayısal tutarsızlıklar nasıl değerlendirilmelidir?

Çalışmanın Stage-1 sonuçlarını veren Tablo 7'de temel model için Stiff_FEA = 1,58 N/mm yazmaktadır. Buna karşılık aynı temel parametreleri içeren Tablo 2'de değer 15,625 N/mm, nihai temel–optimize karşılaştırmasını veren Tablo 15'te de 15,625 N/mm olarak verilmiştir. Nihai %33,33 rijitlik azalması hesabı da 15,625 N/mm'den 10,417 N/mm'ye geçişe dayanmaktadır. Bu nedenle kaynakta iki farklı temel rijitlik değeri bulunduğu unutulmamalıdır.

Benzer biçimde, GRA tablosunda rijitlik için verilen normalize S/N oranı, sapma dizisi ve gri ilişkisel katsayıların yönü, metinde belirtilen “smaller-the-better” hedefiyle tam olarak uyuşmamaktadır. Tablo 10'da en düşük rijitliğe sahip Trial 1'in rijitlik GRC'si 0,33, en yüksek rijitliğe sahip Trial 9'unki ise 1,00 olarak gösterilmiştir. Bu, belirtilen rijitliği küçültme hedefinin yönüyle ters görünmektedir. Bununla birlikte Trial 1'in L9 ham sonuçlarında hem GA = 14 ile en yüksek büyütmeyi hem de 10,4167 N/mm ile en düşük rijitliği sağlaması nedeniyle nihai optimum parametre kombinasyonu bu GRA yön probleminden bağımsız olarak FEA sonuçlarıyla da desteklenmektedir.

Çalışmanın desteklediği sonuçlar

• IC-BB ve yalnız uyumlu dyad yapı taşları kullanılarak aynı yönde iki çıkış üreten simetrik bir SIDO-CDAM geometrisi sentezlenebilmiştir.
• Kavramsal GA = 9,5 sonucu ile gerçekleştirilmiş modelin FEA sonucu GA = 9,875 birbirine yakın bulunmuştur.
• İncelenen tasarım uzayında hareketli nokta konumu Stage-1'de GA üzerinde baskın değişkendir.
• Hareketli nokta sabitlendiğinde rijit bağlantı kalınlığı Stage-2'de GA ve giriş rijitliği üzerinde en etkili parametre olmuştur.
• L9 deneyleri içinde t1_rigid = 0,4 mm, t2_flexible = 0,4 mm ve d_notch = 0,2 mm kombinasyonu hem en yüksek GA'yı hem de en düşük rijitliği vermiştir.
• Nihai FEA karşılaştırmasında GA %41,77 artmış, giriş rijitliği %33,33 azalmıştır.
• Optimize modelin hesaplanan maksimum von Mises gerilmesi verilen PA-12 akma dayanımının altında kalmıştır.

Çalışmanın kanıtlamadığı sonuçlar

• Optimize edilmiş mekanizmanın fiziksel prototipte aynı performansı göstereceği henüz deneysel olarak kanıtlanmamıştır.
• Gerçek MEMS ölçeğinde üretim ve performans doğrulaması yapılmamıştır.
• Uzun dönem yorulma, çevrim ömrü ve kalıcı deformasyon davranışı deneysel olarak değerlendirilmemiştir.
• Üretim toleranslarının büyütme oranı ve çıkış simetrisi üzerindeki gerçek etkisi test edilmemiştir.
• Çalışma sürekli ve doğrusal olmayan tüm tasarım uzayının küresel optimumunu gösterdiğini kanıtlamamaktadır.
• FEA sonuçları doğrudan ticari veya endüstriyel saha başarısı anlamına gelmemektedir.

Çalışmanın Yöntemi ve Bulguları

Temel FEA koşulları

Stage-1 tasarım değişkenleri

Stage-1'de L25 ortogonal dizisi kullanılmış ve 25 FEA deneyi gerçekleştirilmiştir. GA maksimizasyonu için S/N analizi t1_rigid = 0,4 mm, t2_flexible = 0,4 mm, mp_location = (31,20) ve d_notch = 1,0 mm kombinasyonunu seçmiştir. Rijitlik minimizasyonu ise t1_rigid = 0,4 mm, t2_flexible = 0,4 mm, mp_location = (32,21) ve d_notch = 0,6 mm kombinasyonunu öne çıkarmıştır.

Stage-2 L9 sonuçları

Trial 1'in iki hedefte de diğer L9 deneylerinden daha iyi olması özellikle önemlidir: GA en yüksek değeri 14'e ulaşırken, rijitlik aynı deneyde en düşük değer olan 10,4167 N/mm'dir.

Nihai temel ve optimize model karşılaştırması

Nihai sonuç, araştırmanın temel tasarım hedefinin her iki yönünde de iyileşme göstermektedir: aynı mekanizma ailesi içinde daha yüksek yer değiştirme büyütmesi elde edilirken girişte gereken mekanik rijitlik azaltılmıştır.

Gerilme açısından doğrulama

Rijit bağlantının 0,8 mm'den 0,4 mm'ye inceltilmesi maksimum von Mises gerilmesini temel modeldeki 0,784 MPa'dan optimize modelde 1,049 MPa'ya yükseltmiştir. Buna rağmen her iki değer de araştırmada PA-12 için kullanılan 27,50 MPa akma dayanımının altında kalmaktadır. Bu sonuç yalnız çalışmanın doğrusal elastik FEA modeli ve tanımlanan 0,25 N yük koşulu için geçerlidir.

Araştırmanın temel sınırlılıkları

• Mekanizma milimetre ölçeğinde modellenmiştir; gerçek MEMS üretimi gerçekleştirilmemiştir.
• Nihai optimize geometri fiziksel prototip üzerinde test edilmemiştir.
• Analiz PA-12 ve doğrusal elastik malzeme varsayımına dayanmaktadır.
• Üretim hataları ve boyutsal toleransların etkisi deneysel olarak incelenmemiştir.
• Taguchi yaklaşımı ayrık parametre seviyelerini taramaktadır; sürekli tasarım uzayının tamamı araştırılmamıştır.
• Araştırmacılar gelecekte Response Surface Methodology, Kriging tabanlı vekil modeller ve çok amaçlı evrimsel algoritmalarla sürekli ve doğrusal olmayan tasarım uzayı araştırmayı planlamaktadır.
• Stage-1 temel rijitlik değerlerinde ve GRA'nın rijitlik normalizasyonunda kaynak içi sayısal/yöntemsel tutarsızlıklar bulunmaktadır.

Kaynak ve Yöntem Notu

Tam özgün çalışma adı: Design and Optimization of Miniaturized Actuation System with Systematic Dual-Output Compliant Displacement Amplification

Yazarlar: Rohan R. Ozarkar, Nilesh P. Salunke, Prajitsen G. Damle, Rahul Shukla, Shakeelur Raheman ve Khursheed B. Ansari.

Sorumlu yazarlar: Nilesh P. Salunke ve Khursheed B. Ansari.

Eş katkı/eş birinci yazar bilgisi: Kaynakta eş katkı veya eş birinci yazarlık beyanı bulunmamaktadır.

Kurumlar:

1. Department of Mechanical Engineering, R. C. Patel Institute of Technology, Shirpur, India.
2. Department of Mechanical Engineering, Shram Sadhna Bombay Trust’s College of Engineering and Technology, Jalgaon, India.
3. Department of Mechanical Engineering, SVKM’s NMIMS Global University, Dhule, India.
4. Indus Synchrotrons Utilization Division, Raja Ramanna Centre for Advanced Technology, Indore, India.
5. Homi Bhabha National Institute, Training School Complex, Anushakti Nagar, Mumbai, India.
6. Department of Mechanical Engineering, Pohang University of Science and Technology, Pohang, Gyeongbuk, Republic of Korea.
7. Department of Applied Science and Humanity, SVKM’s NMIMS Global University, Dhule, India.
8. Department of Chemical Engineering, College of Engineering, King Khalid University, Abha, Saudi Arabia.

Dergi: Actuators.

Yayınevi: MDPI, Basel, Switzerland.

Bibliyografik bilgi: Actuators 2026, 15, 244.

DOI:10.3390/act15050244

Yayın tarihi: 30 Nisan 2026. Çalışma 26 Mart 2026'da alınmış, 19 Nisan 2026'da revize edilmiş ve 28 Nisan 2026'da kabul edilmiştir.

Kaynak türü ve hakemlik durumu: Actuators dergisinde kabul edilerek yayımlanmış araştırma makalesidir.

Lisans: Creative Commons Attribution (CC BY). Telif © 2026 yazarlara aittir; MDPI lisans sahibidir.

Finansman: King Khalid University, Deanship of Research and Graduate Studies tarafından Large Research Project kapsamında RGP. 2/236/46 numaralı destekle finanse edilmiştir.

Veri erişilebilirliği: Yazarlar çalışmanın özgün katkılarının makale içinde bulunduğunu ve ek bilgi için sorumlu yazarlara başvurulabileceğini belirtmektedir.

Çıkar çatışması: Yazarlar çıkar çatışması bulunmadığını beyan etmektedir.

Yazar katkıları: Kavramsallaştırma Rohan R. Ozarkar ve Rahul Shukla; metodoloji, yazılım ve doğrulama Rohan R. Ozarkar ve Nilesh P. Salunke; ilk taslak Rohan R. Ozarkar; inceleme ve düzenleme Rohan R. Ozarkar ile Shakeelur Raheman; kaynaklar Shakeelur Raheman ve Khursheed B. Ansari; danışmanlık Nilesh P. Salunke ve Prajitsen G. Damle; proje yönetimi, finansman sağlama ve inceleme Khursheed B. Ansari tarafından yürütülmüştür.

Yöntemsel sınır: Çalışmanın ana performans sonuçları sonlu eleman simülasyonlarına dayanmaktadır. Optimize edilmiş mekanizma henüz fiziksel prototip üzerinde deneysel olarak doğrulanmamıştır. Araştırmacılar prototip üretimi ve testini gelecek çalışma olarak belirtmiştir.

Kaynak içi tutarsızlık notu: Stage-1 Tablo 7 temel model için 1,58 N/mm rijitlik bildirirken Tablo 2 ve nihai Tablo 15 aynı temel model için 15,625 N/mm değerini vermektedir. Nihai %33,33 rijitlik azalması 15,625 → 10,417 N/mm üzerinden hesaplanmıştır. Ayrıca Tablo 10'da rijitlik GRA katsayılarının yönü, metinde tanımlanan “smaller-the-better” hedefiyle uyuşmamaktadır. Bu noktalar sessizce düzeltilmemiş, kaynakta bulunduğu biçimiyle bilimsel yorum sınırı olarak korunmuştur.

Bu Verianla içeriğinin bilimsel bulguları yalnızca incelenen çalışmaya dayanmaktadır. Dışarıdan yeni deney sonucu, performans değeri veya mekanizma eklenmemiştir.