Panoramik Araç Güvenliği

Mühendislik çalışması, doğrudan monte edilmiş korkuluklara sahip SGP'nin özelliklerini dikkate alır.

Dr. Iraklis Chatziparasidis ve Dr. Dimitrios Giagopoulos tarafından
Bu makale ilk olarak İstanbul'da düzenlenen 2018 Uluslararası Asansör ve Yürüyen Merdiven Sempozyumu'nda sunulmuştur. 3-4 Aralık 2019'da Las Vegas'ta düzenlenecek etkinlik hakkında daha fazla bilgi almak ve katılmak için adresini ziyaret edin. www.elevatorssymposium.org adresini ziyaret edin..

Araba, eşya ve insan taşımak için kullanıldığı için en önemli asansör bileşenlerinden biridir ve bu nedenle her ülkede veya diğer AHJ'de farklılık gösteren katı mevzuat ve standartlara tabidir. Aynı zamanda, kabin genellikle son kullanıcı tarafından görülebilen asansörün tek işlevsel bileşenidir. Bu gerçek, arabayı binanın mimari ve dekoratif bir unsuru haline getirir. Mimaride son trend, tamamen şeffaf cam yapı elemanları kullanmaktır.^[1] Çerçevesiz cam panoramik asansör (Şekil 1) sadece bu trende uymakla kalmaz, aynı zamanda binanın estetiğini de genişletir. Ancak cam, yorulma arızasına yatkın kırılgan bir malzemedir ve bu özelliği, malzeme-yük taşıma kapasitesinin doğrulanmasını çoğunlukla deneysel çalışmalara dayandırmıştır.^[2] Sonlu elemanlar (FE) metodolojileri kullanılarak cam bileşenlerin davranışının modellenmesi alanında bazı araştırmalar yapılmıştır, ancak bunlar esas olarak bina inşaatı alanına yönelik statik yük durumları üzerinde çalışmaktadır.^{[1, 3 & 4]} Bu çalışmada, ilk olarak, bir asansörün işlevi sırasında meydana gelebilecek dinamik durumlarda cam bileşenlerin modellenmesi için bir yöntem sunuyoruz - örneğin, bir acil durdurma sırasında asansörün güvenlik tertibatı etkinleştirildiğinde veya kabin çukur tamponuna çarptığında. İkinci olarak, yukarıdaki yöntemi, sert bir SentryGlas ile lamine cam kullanarak tam cam, çerçevesiz panoramik bir araba analizinde uyguluyoruz.^® Artı (SGP) korkulukları doğrudan cam elemanlara monte edilmiştir. Son olarak, mevcut EN 81-xx standartları gerekliliklerini yukarıdaki analizin sayısal ve deneysel sonuçlarıyla karşılaştırarak güvenlik konularını tartışıyoruz.

TR Standart Gereklilikler

Bu bölümde, mevcut Avrupa Normlarının (EN) asansör kabini tırabzan işlevi için zorunlu kıldığı gereksinimleri sunuyoruz:

“EN 81-20

“5.4.3.2.4 Camın duvara sabitlenmesi, güvenlik cihazlarının çalışması da dahil olmak üzere, her iki hareket yönünde karşılaşılan tüm şok durumlarında camın sabitlemelerden kaymamasını sağlamalıdır.

“5.4.3.3 Zeminden 1.10 m'den daha alçak yerleştirilmiş camlı kabin duvarlarında 0.90 m ile XNUMX m arasında yükseklikte bir tırabzan bulunacaktır. 1.10 m. Bu tırabzan camdan bağımsız olarak sabitlenecektir.

“EN 81-70

“5.3.2.1 Kabinin en az bir yan duvarına tırabzan takılacaktır. Bu tırabzanın kavrama kısmı, minimum 30 mm yarıçaplı, 45 mm ile 10 mm arasında kesit boyutlarına sahip olacaktır. Duvar ile kavrama parçası arasındaki boşluk minimum 35 mm olacaktır. Kavrama parçasının üst kenarının yüksekliği, kabin zemininden (900 ±25) mm içinde olmalıdır. Düğmelerin veya kontrollerin engellenmesini önlemek için, kabin kumanda panelinin aynı duvarda bulunduğu yerde tırabzan kesintiye uğrayacaktır. Korkulukların çıkıntılı uçları, yaralanma riskini en aza indirmek için kapatılacak ve duvara doğru çevrilecektir.

“EN 81-71

"5.4.1.7 Kategori 2 asansörler için, herhangi bir tırabzan en elverişsiz noktasında 2,500 N'luk bir kuvveti destekleyebilmelidir. herhangi bir yönde uygulanır.”

EN 81-20'ye göre tırabzan camdan bağımsız olarak sabitlenecektir. Ayrıca, “Cam Bileşenlerin Avrupa Yapısal Tasarımı Rehberi”ne göre.^[5] bir polivinil butiral (PVB) ara katmanı kullanan lamine cam panel kırıldığında, katlanır ve aşağı düşer. Şekil 2'de, bir PVB ara katmanı kullanan ortak lamine cam panellerin arıza modu sunulmaktadır. Bu, panoramik bir arabada benzer bir durumda yolcuların arabadan düşme tehlikesine maruz kalacakları ve aralarındaki boşluk ile aralarındaki tek engelin tırabzan olacağı anlamına gelir. Bunun gibi bir durum, yukarıdaki EN 81-20 gerekliliğini haklı çıkarır. Ancak, en yaygın asansör tipine (EN 81-20 ve EN 81-70) ilişkin EN standartlarının, yolcu tırabzanları için herhangi bir özel mekanik dayanım şartı getirmediği açıktır. PVB'nin aksine, SentryGlas ara katmanları, geleneksel laminasyon malzemelerine göre beş kat daha güçlü ve 100 kata kadar daha serttir. SentryGlas ara katmanları, fırtınalara, darbelere ve güçlü patlamalara karşı koruma sağlayan daha güçlü lamine cam oluşturur. Şekil 3, üç tip cam panelin kırılma sonrası davranışını göstermektedir.

FE Simüle edilmiş Dinamik Deney Doğrulama Yöntemi (SEVAM)

Bir araba asansörü içindeki dinamik bir durumda lamine cam bileşenlerin davranışını doğru bir şekilde simüle etmek için doğru bir FE analiz prosedürü geliştirmek önemlidir. Burada sunulan çalışma, bir asansör sistemindeki kritik noktaların dinamik tepkisini ve tanımlanmasını doğru bir şekilde tahmin etmek için uygun sayısal ve deneysel metodolojileri uygulamanın avantajlarını gösterdiğimiz önceki çalışmalara dayanmaktadır.^[6-11]

Önceki araştırma çalışmaları sırasında geliştirilen SEVaM,[7] burada sert bir SGP ara katmanı kullanarak lamine cam paneller yerleştiren çerçevesiz panoramik bir arabaya uygulanıyor. Amaç, tüm asansör sisteminin dinamik davranışını ve özellikle doğrudan kabin camı üzerindeki tırabzan süspansiyonunu doğru bir şekilde simüle etmektir. Bunu başarmak için, sayısal ve deneysel yöntemlerin bir kombinasyonunun uygulanmasını içeren simülasyonlar için kullanılan FE modellerinin doğruluğunu doğrulamak gerekir. SEVaM, çok daha büyük ürün konfigürasyonlarını modellemek için kısmen FE simülasyonlu deneyler kullanır.

SEViM'de, ana deneysel düzenek ilk önce ana fonksiyonel alt sistemlerine bölünür. Her alt sistem için karşılık gelen 3B bilgisayar destekli tasarım (CAD) modeline dayalı bir ilk FE modeli oluşturulur. Daha sonra, her bir alt sistem için karşılık gelen deneysel yapı oluşturulur. Şekil 4'te sunulan prosedür, ilk deneysel ürünün doğruluğunu doğrulamak için uygulanır. Her bir alt sistem için ivme değerleri deneysel olarak ölçülerek FE modeline uyarma kuvvetleri olarak geçirilir ve dinamik bir analiz yapılır.

FE sonuçlarından yüksek stresli alanlar belirlenir. Deneysel yapıda, yüksek gerilimli alanlara (FE analizi ile tanımlanan) gerinim kafesleri yerleştirilir ve gerilimler deneysel olarak ölçülür. Hesaplanan ve deneysel gerilme değerleri uyumsuz ise FE model güncelleme yöntemleri uygulanır; aksi takdirde, FE modelinin doğrulanmış olduğu kabul edilir. Alt sistemlerin FE modelleri doğrulandığında, komple montajı oluşturmak için deneysel yapılar sentezlenir ve eksiksiz bir FE modeli oluşturulur. Deneysel ölçümler de kaydedilir ve hesaplanan (FE) değerlerle karşılaştırılır.

Bir Cam Panelin FE Modeli Doğrulaması

İlk adım, cam panelin yüksek kaliteli bir FE modelini geliştirmektir. Bunu başarmak için, süspansiyon bileşeni de dahil olmak üzere bir cam panelin sayısal FE modelini optimize etmek gerekir. Sayısal (FE) modeli deneysel verilerle uzlaştırmak için temel yapısal model güncelleme yöntemleri önerilmiştir.^[12] Ölçülen modsal verilere dayalı yapısal model parametre tahminleri^[13-19] genellikle, ölçülen ve model tarafından tahmin edilen modal özellikler arasındaki artıkları ölçen, metriklerdeki ağırlıklı en küçük kareler tahmin problemleri olarak formüle edilir.

Süspansiyon bileşenli cam panelin geometrisi, esas olarak katı tetrahedral elemanlarla ayrıklaştırılır. FE modelinin geliştirilmesi ve çözümü için bazı uygun yazılımlar kullanılmaktadır.^{[20 & 21]} Deney cihazının detaylı FE modeli Şekil 5'te sunulmuştur. Nominal FE modeli tarafından tahmin edilen iki tipik eigenmod, Şekil 6'da sunulmuştur. Nominal FE modelinin geliştirilmesinden sonra, deney düzeneğinin deneysel modal analizi yapılmıştır. dinamik özelliklerini ölçmek için. Sistem sabit-serbest sınır koşulunda test edilmiştir. İlk olarak, çerçeve altyapısının tepkisini belirlemek için gerekli olan frekans tepki fonksiyonu (FRF) matrisinin tüm gerekli elemanları, darbeli yükleme uygulanarak belirlendi.^{[12, 19 & 22-24]} Ölçülen frekans aralığı 0-2,048 Hz olup, ilgilenilen analitik frekans aralığı 0-400 Hz'dir. İlk araştırma, çerçevenin bu aralıkta altı doğal frekansa sahip olduğunu gösterdi. Deney düzeneğinin şematik bir gösterimi Şekil 7'de sunulmaktadır. Bu görüntüde, iki üç eksenli ivmeölçer (A1, A2) ve iki gerinim ölçerin (SG1, SG2) yerleri sunulmaktadır.

Şekil 8, yukarıdaki deney düzeneği tarafından kaydedilen Welsh'in yumuşatma yönteminin uygulanmasından önce (sürekli çizgi) ve sonra (kesik çizgi) FRF matrisinin iki tipik öğesinin büyüklüğünü göstermektedir.

Ölçülen FR fonksiyonlarına dayalı olarak, çerçeve altyapısının doğal frekansları ve sönüm oranları tahmin edilmiştir. Yukarıdaki prosedürün bir sonucu olarak, Tablo 1'in ilk sütunu en düşük altı doğal frekansın değerlerini sunar ( rE) incelenen sistemin, karşılık gelen sönüm oranları ise dördüncü sütunda yer almaktadır. Aynı tabloda, ikinci sütun, nominal FE modelinin analizinden elde edilen doğal frekansların değerlerini sunar (rNFE) ve üçüncü sütun bu frekansları karşılık gelen frekanslarla karşılaştırır.

deneysel verilerle elde edilen frekanslar. Nominal FE modeli ile deneysel ölçümler arasında belirlenen hatalar önemsiz olup, FE modeli güncelleme işleminin gerekli olduğunu gösterir.

FE Model Parametrelendirme ve Güncelleme Sonuçları

Önerilen FE modeli güncelleme yönteminin uygulanabilirliğini göstermek için deney düzeneğinin FE modelinin parametreleştirilmesi tanıtıldı. Parametrelendirilmiş model altı bölümden oluşmaktadır (Şekil 9). Bu parçaların her birinde, Young modülü ve yoğunluğu tasarım değişkenleri olarak kullanılır. Böylece tasarım parametrelerinin son sayısı 12 değişkendir. Tablo 2, optimizasyon işlemi için kullanılmak üzere seçilen, nominal FE modelinin üst ve alt limitleriyle aynı olan her bir parametrede ayarlanan başlangıç ​​değerlerini göstermektedir. Tablonun son sütunu, tüm durumlar için ilgili önceki değerin %1'ine ayarlanan tasarım adımını gösterir. FE modeli, Tablo 1'de gösterilen en düşük altı tanımlanmış mod frekansı ve mod şekli kullanılarak güncellenir. Tanımlanan mod şekilleri, dört sensör konumunun tümünde bileşenleri içerir.

FE modeli güncelleme yönteminden elde edilen sonuçlar Tablo 3'te gösterilmektedir. Bu tablo, tanımlanan ( rE) ve optimal FE-tahmin edilen mod frekansları (  ROFE).

Komple Asansör Sistemi FE Analizi

Çerçevesiz tam cam kabin kullanan tam asansör sisteminin bir FE modeli, önceki deneysel kurulumun FE modelinin doğrulanmasından sonra inşa edilmiştir. Tam model, geliştirilen maksimum gerilmeleri hesaplamak için geçici tepki analizinde sayısal olarak çözülür (Şekil 10).

Tam cam çerçevesiz panoramik bir asansör (Şekil 10), yukarıdaki prosedürün tamamının sonuçlarına dayalı olarak tasarlanmış ve geliştirilmiştir. Örneğin, acil durum güvenlik tertibatının devreye girmesinin neden olduğu dinamik yük koşulları sırasında cam bileşenlerinde minimum tasarım stresleri sağlar. Tasarım ayrıca, SG etiketlerinin gerinim ölçer sensörlerinin yerleştirildiği konumları indekslediği, komple sistemin yeni bir deneysel kurulumuyla (Şekil 11) doğrulanır.

Camda Korkuluklu Çerçevesiz Tam Cam Araba — FE Makaleler

Asansörün FE modelini doğruladıktan sonra cam komponentler üzerinde tırabzan askısını modelleyerek ilerliyoruz. Şekil 13, tırabzan üzerinde simüle edilmiş konsantre kuvvet ile komple FE modelinin bir görünümünü sunar. Kuvvet, ortaya çıkan gerilmeler için en kötü durum senaryosunu oluşturan büyük camın serbest kenarına yakın uygulanacak şekilde seçilmiştir.

İki farklı durum inceleniyor. 1. durumda, yatay yönde 3,000 N'luk bir kuvvet uygulanırken, 2. durumda dikey yönde 2,000 N'lik bir kuvvet uygulanır.

Sayısal sonuçlar

FE modeli, verilen yükleme için cam yüzeyde geliştirilen maksimum gerilmeleri hesaplamak için sayısal olarak çözülür. Durum 1'de maksimum 26.9 MPa gerilme hesaplanır (Şekil 14). Bu değer, termal olarak sertleştirilmiş camın (120 MPa) veya ısıyla güçlendirilmiş camın (70 MPa.) karakteristik eğilme mukavemetinden çok daha düşüktür.[5] 2. durumda, maksimum 9.3 MPa gerilme hesaplanır (Şekil 15). Bu değer, 35-55 MPa nominal çekme gerilmelerinden çok daha düşüktür.^[1] 6 mm plaka kalınlığı için.

Daha sonra, verilen yükler için izole edilmiş bir SGP ara katman yüzeyinde geliştirilen maksimum gerilmeleri hesaplamak için FE modeli sayısal olarak çözülür. Durum 1'de maksimum 14 MPa stres hesaplanır (Şekil 16) ve durum 2 için maksimum stres 4.9 MPa hesaplanır (Şekil 17). Bu değerlerin her ikisi de Callewaert, Delincé, Sonck, Belis ve Van Impe tarafından sunulan SGP gerilme mukavemetinden daha düşüktür.^[25]

Sonuç

Aynı zamanda, ana EN 81-xx standartlarının tırabzan mukavemeti için özel gereksinimleri olmadığında, tırabzanın camdan bağımsız olarak sabitlenmesi için EN 20-81 gerekliliğini sorguluyoruz. PVB ara katmanına sahip bir cam panelin tamamen çöktüğü bir senaryoda ortaya çıkabilecek güvenlik sorunlarını tartışıyoruz ve SGP ara katmanına sahip cam panellerin (ve üzerine doğrudan monte edilen tırabzanların) kullanımının aynı şeyi sağlayıp sağlayamayacağını araştırıyoruz. veya EN 81-20 gerekliliklerinin aksine daha da yüksek bir güvenlik seviyesi. Bu konsepti deneysel olarak test etmek için önerilen SEVAM'ı kullandık. Bu metodoloji, tam cam çerçevesiz panoramik bir asansör kabini için bir vaka incelemesinde simüle edilmiş deneylerde başarıyla kullanılmıştır. FE modelini doğrulamak için deneysel ölçümler kullanılır ve bu model, tırabzanların cam panellerin yüzeyinde ve SGP ara katmanında neden olduğu gerilmelerin hesaplanması için kullanılır. FE analizinin sayısal sonuçları, SGP ara katmanlarına sahip cam panellerin kullanılmasının, vandalizme dayanıklı Sınıf-81 asansörler için EN 71-2 gerekliliklerinden bile daha yüksek olan küpeştenin neden olduğu stresleri kaldırabileceğini göstermektedir. Bu sayısal sonuçlara göre, kırılma sonrası bir durumda bile yüksek düzeyde güvenlik korunur.

Gelecek Çalışma

Bu çalışmanın bir sonraki adımı, SGP ara katmanlarını kullanarak kırık cam panellerin mekanik özelliklerini incelemektir. Yük büyüklüğü, yük uygulama süresi ve sıcaklık dikkate alınarak kırılma sonrası durumlarda bu cam panellerin davranışının deneysel bir çalışması, bu çalışmanın çok faydalı bir tamamlayıcısı olacaktır.

Referanslar
[1] Mocibob, D. Kesme Yükü Altında Cam Panel — Bina Stabilizasyonunda Cam Zarfların Kullanımı, Doktora Tezi. Ecole Polytechnique Fédérale de Lozan, 2008.
[2] Brendler, S., Haufe, A., Ummenhofer, T. “Standart Sarkaç Testine Tabi Tutulan Yalıtımlı Camın Ayrıntılı Sayısal İncelenmesi”, Proc. üçüncü LS-DYNA forumu, Bamberg, Ger. FI-57/64, 2004.
[3] Maniatis, I. Düzlem İçi Yükler Altında Cıvatalı Cam Bağlantıların Gerilme Dağılımının Sayısal ve Deneysel Olarak İncelenmesi, Doktora Tezi. Technischen Universität München, 2006.
[4] Mocibob, D., Crisinel, M. “Düzlem İçi Kesme Yükü Altında Cam Panel: Yapısal Cam Panel Nokta Desteği Üzerine Deneysel Araştırma”, Proc. 10. Int. Konf. Mimar. Otomot. cam. (Glass Perform. Günleri), 2007, s. 380–3.
[5] Feldmann, M., Kasper R. “Cam Bileşenlerin Avrupa Yapısal Tasarımı Rehberi.” Avrupa Birliği; 2014. doi:10.2788/5523.
[6] Chatziparasidis, I. Simüle edilmiş Dinamik Sonlu Eleman Deneyleri Kullanılarak Mekanik Tasarımda Otomatik Montaj-Model Sentezi, Doktora Tezi. Batı Makedonya Üniversitesi, 2017.
[7] Chatziparasidis, I., Giagopoulos, D., Sapidis, NS “Simulated Dynamic Finite-Element Experiments and Automatic Assembly Synthesis for Mechanical Design Automation,” Int J Prod Lifecycle Manag 2018;11. doi:10.1504/IJPLM.2018.091654.
[8] Giagopoulos, D., Chatziparasidis, I., Sapidis, NS “Bir Komple Asansör Sisteminin Karma Hesaplamalı-Deneysel Sonlu Elemanlar Metodolojisiyle Dinamik ve Yapısal Bütünlük Analizi,” Eng Struct 2018; 160.doi:10.1016/j.engstruct. 2018.01.018.
[9] Chatziparasidis, I., Giagopoulos, D. “Tam Cam Panoramik Araba Asansörünün Optimum Tasarımı ve Dinamik Analizi, Sonlu Eleman Modelleme ve Deneysel Testler Yoluyla,” Elev. Kongre 2016 - Proc. 21. Dünya Kongresi Int. Doç. Yüksek. Müh., Cilt. 21, Madrid, İspanya: 2016, s. 61-74.
[10] Giagopulos, D., Chatziparasidis, I., Sapidis, NS “Optimum Design, Finite Element Model Update and Dynamic Analysis of a Full Laminate Glass Panoramic Car Elevator,” ECOMAS 2016, Vol. 2, Girit Adası, Yunanistan: 2016, s. 2774-85.
[11] Giagopulos, D., Chatziparasidis, I., Sapidis, NS “Structureal Integrity Analysis and Optimization of an Elevator Frame, Through FE Modeling and Experimental Tests,” COMPDYN 2015 — 5th ECCOMAS Themat. Konf. Bilgisayar. Yöntemler Yapısı. Din. toprak Müh., Girit Adası, Yunanistan: 2015, s. 3194-204.
[12] Mottershead, JEE, Friswell, MII “Yapısal Dinamiklerde Model Güncellemesi: Bir Araştırma,” J Sound Vib 1993;167:347–75. doi:10.1006/ jsvi.1993.1340.
[13] Giagopoulos, D., Natsiavas, S. “Sayısal ve Deneysel Yöntemlerin Bir Kombinasyonunu Kullanarak Bir Aracın Üst Yapısındaki Kritik Noktaların Dinamik Tepkisi ve Tanımlanması,” Exp Mech 2015;55:529–42.
[14] Giagopoulos, D., Natsiavas, S. “Lineer ve Lineer Olmayan Bileşenlerle Karmaşık Yapıların Hibrit (Sayısal-Deneysel) Modellenmesi,” Doğrusal Olmayan Dyn 2007;47:193–217.
[15] Ewins, DJ Modal Testi: Teori ve Uygulama, Cilt. 15, Araştırma Çalışmaları Basın Letchworth; 1984.
[16] Cuppens, K., Sas, P., Hermans, L. “Evaluation of the FRF-Based Substructuring and Modal Synthesis Technied to Applied to Vehicle FE Data,” Proc. 25. Int. Konf. Gürültü Müh. İSMA, 2000, s. 1165-72.
[17] Mohanty, P. “Harmonik Uyarımın Varlığında Operasyonel Modal Analiz ile Mod Şekillerini ve Modal Frekansları Tanımlama”, Exp Mech 2005;45:213–20. doi:10.1177/0014485105054577.
[18] Spottswood, SM, Allemang, RJ “On the Investigation of Some Parameter Idification and Experimental Modal Filtering Issues for Lineer Olmayan İndirgenmiş Sıralı Modeller,” Exp Mech 2007;47:511–21. doi:10.1007/s11340-007-9047-7.
[19] Richardson MH, Formenti, DL “Rasyonel Kesir Polinom Yöntemini Kullanarak Frekans Tepkisi Ölçümlerinin Küresel Eğri Uydurma”, Proc. Int. Modal Anal. Konf. Sergi, Cilt. 1, 1985, s. 390–7.
[20] Weber, B., Paultre, P., Proulx, J. “Tikhonov Düzenlileştirme ile Doğrusal Olmayan Parametre Tanımlama Kullanarak Yapısal Hasar Tespiti”, Struct Control Heal Monit 2007;14:406–27. doi:10.1002/stc.164.
[21] Yuen, KV., Beck, JL, Katafygiotis, LS “Mod Eşleştirme Olmadan Eksik Modal Verileri Kullanan Verimli Model Güncelleme ve Sağlık İzleme Metodolojisi,” Struct Control Heal Monit 2006;13:91–107. doi:10.1002/stc.144.
[22] Papadimitriou, C., Ntotsios, E., Giagopoulos, D., Natsiavas, S. “Güncellenmiş Sonlu Eleman Modellerinin Değişkenliği ve Titreşim Ölçümleriyle Tutarlı Tahminleri,” Struct Control Heal Monit 2012;19:630–54.
[23] Giagopoulos, D., Papadioti, DC, Papadimitriou, C., Natsiavas, S. “Bayes Belirsizliğin Ölçülmesi ve Yayılması, Doğrusal Olmayan Yapısal Dinamiklerde,” Konf. Proc. Soc. Tecrübe. Makine Ser., Cilt. 5, 2013, s. 33–41. doi:10.1007/978-1-4614-6564-5-4.
[24] Christodoulou, K., Ntotsios, E., Papadimitriou, C., Panetsos, P. “Yapısal Model Güncelleme ve Tahmin Değişkenliği Pareto Optimal Modelleri Kullanarak,” Comput Methods Appl Mech Eng 2008;198:138–49. doi:10.1016/j.cma.2008.04.010.
[25] Callewaert, D., Delincé, D., Sonck, D., Belis, J., Van Impe, R. “Kırılma Sonrası Durumda Lamine Cam Elemanlarında Sıcaklığın Yerel Köprüleme Davranışı Üzerindeki Etkisinin Deneysel İncelenmesi, ” Müh. Plast. Başvurusu, 2011, S. 91–5. Doi:10.1142/9789814324052_0018.