INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Le circuit de la comprend, en aval de la turbine 118, un seul circuit raccordé au dispositif d'injection DI de la chambre combustion CC du moteur aérobie pour alimenter cette dernière avec le carburant. Cet agencement simplifie l'architecture du système par rapport à une architecture où le flux issu de la turbine est séparé en deux flux par un séparateur de flux, avec une deuxième portion de circuit (analogue à la portion 10F de la ) qui réinjecte une partie du flux en aval des gaz de combustion issus de la pré-chambre de combustion, après leur passage dans l’échangeur de chaleur principal, notamment pour leur refroidissement.
Toutefois, selon une variante de réalisation non représentée, l'architecture de la peut comprendre une configuration avec un séparateur de flux comme sur la .
À titre d'exemple, les températures de l'hydrogène dans la portion de circuit 110B sont respectivement de 180K, 210K et 250K en sortie des échangeurs 124, 126 et 128. En sortie de la pré-chambre de combustion 132, le mélange de gaz de combustion (carburant) est par exemple à une température de l'ordre de 630K et une pression de 60 bars, qui est une pression plus élevée qu'à la sortie de la pré-chambre de combustion 32 de la . À la sortie de la turbine 118, le mélange de gaz de combustion qui a été détendu partiellement, par exemple jusqu'à une pression de l'ordre de 50 bars, est refroidi dans l'échangeur 124 par exemple jusqu'à une température de l'ordre de 470K.
Bien que cela ne soit pas représenté sur la , plusieurs composants ou sous systèmes de même type peuvent être présents dans le système concerné tels que, par exemple, le réservoir 112 du système d’alimentation en carburant 110 et, dans le système de conditionnement de carburant SC2 : la turbopompe (116, 118), l’échangeur principal 124 et la pré-chambre de combustion 132.
Le fonctionnement du système de conditionnement de carburant précité SC2 de la et le fonctionnement du système d’alimentation en carburant 110 dont il fait partie dans ce mode de réalisation, est illustré sur la sous la forme d’un logigramme décrivant les principales étapes du procédé de conditionnement de carburant pour le moteur M et, plus généralement, du procédé d’alimentation en carburant de ce moteur.
Plus particulièrement, le procédé de la comprend les étapes respectives S1 à S4 de fourniture d’hydrogène liquide, de montée en pression d’hydrogène liquide et de montée en température d’hydrogène, notamment par refroidissement d’un fluide (en l’occurrence le carburant provenant de la pré-chambre de combustion 132). Ce procédé comprend ensuite une étape S10 de combustion partielle de l’hydrogène avec de l’air afin de produire un carburant comprenant un mélange de gaz incluant de l’hydrogène gazeux et qui est dépourvu d’oxygène, puis une étape S11 de détente partielle du carburant ainsi produit. Au cours de l’étape suivante S12, le carburant ainsi produit est refroidi par échange thermique avec l’hydrogène monté en pression, comme indiqué ci-dessus, et qui, quant à lui, est réchauffé. Le carburant refroidi est ensuite injecté dans la chambre de combustion CC du moteur aérobie à hydrogène M au cours d’une étape S9. Les étapes S2-S4, S10-S12 sont réalisées par le procédé de conditionnement de carburant pour un moteur aérobie à hydrogène. Les étapes S1 et S9 ne sont réalisées que par le procédé d’alimentation en carburant du moteur aérobie à hydrogène.
La représente une troisième architecture possible d'un circuit d'un système de conditionnement de carburant SC3 pour une chambre de combustion CC d'un moteur aérobie à hydrogène M d'aéronef selon l'invention.
L'architecture de la est très similaire à celle de la et les éléments correspondants de la qui sont repris dans la sont précédés du chiffre « 1 » dans cette dernière.
Comme représenté sur la , le système de conditionnement de carburant SC3 fait ici partie d’un système 1110, plus général, d'alimentation en carburant qui comprend des éléments ou composants externes au système de conditionnement SC3, tels que ledit au moins un réservoir d’hydrogène liquide 1112 et le dispositif d’injection du carburant DI.
L'architecture du système de la diffère de celle de la , principalement par le fait que : – l'échangeur de chaleur 1124 qui assure au moins en partie le réchauffage de l'hydrogène circulant dans la portion de circuit 1110B est placé directement en sortie de la pré-chambre de combustion 1132 sur la portion de circuit 110C' raccordant la pré-chambre de combustion à la turbine 1118 et non en aval de la turbine (comme sur la où l'échangeur est placé en aval de la turbine 118). – une portion de circuit de contournement (by-pass) 110F de la turbine 1118 est aménagée entre un point amont Pam situé sur la portion de circuit 110C', en amont de la turbine et en aval de l'échangeur 1124, et un point aval Pav situé sur la portion de circuit 110D' qui raccorde la turbine au dispositif d'injection DI. Cette portion de circuit 110F est équipée d'une vanne de régulation Vbp de type by-pass qui est configurée pour contrôler le passage du flux du mélange de gaz de combustion (carburant) dans la turbine 1118 et/ou dans la portion de circuit 110F. Lorsque la vanne de régulation est complètement ouverte, le flux circulant dans la portion de circuit 110C' s'écoule totalement dans la portion de circuit de contournement 110F, stoppant ainsi le fonctionnement de la turbine. La vanne de régulation Vbp est ainsi asservie au régime de poussée de l'aéronef.
On notera qu'à la différence de l'architecture de la , la portion de circuit 1110B comporte un seul échangeur thermique 1124 correspondant à l'échangeur 124 de la et non plusieurs échangeurs thermiques. Toutefois, selon une variante non représentée, des échangeurs analogues aux autres échangeurs 126 et 128 de la peuvent être ajoutés.
Dans une variante de réalisation non représentée, l'échangeur de chaleur 1124 peut être placé après le point aval Pav de la portion de circuit de contournement 110F sur la portion de circuit 110D', c'est-à-dire en aval de la turbine comme dans l'architecture de la .
Bien que cela ne soit pas représenté sur la , plusieurs composants ou sous systèmes de même type peuvent être présents dans le système concerné tels que, par exemple, le réservoir 1112 du système d’alimentation en carburant 1110 et, dans le système de conditionnement de carburant SC3 : la turbopompe (1116, 1118), l’échangeur principal 1124 et la pré-chambre de combustion 1132.
Le fonctionnement du système de conditionnement de carburant précité SC3 de la et le fonctionnement du système d’alimentation en carburant 1110 dont il fait partie dans ce mode de réalisation, est illustré sur la sous la forme d’un logigramme décrivant les principales étapes du procédé de conditionnement de carburant pour le moteur M et, plus généralement, du procédé d’alimentation en carburant de ce moteur.
Plus particulièrement, le procédé de la comprend les étapes respectives S1 à S4 de fourniture d’hydrogène liquide, de montée en pression d’hydrogène liquide et de montée en température d’hydrogène, notamment par refroidissement d’un fluide (en l’occurrence le carburant provenant de la pré-chambre de combustion 1132). Ce procédé comprend ensuite une étape S10 de combustion partielle de l’hydrogène avec de l’air afin de produire un carburant comprenant un mélange de gaz incluant de l’hydrogène gazeux et qui est dépourvu d’oxygène. Au cours de l’étape suivante S13, le carburant ainsi produit est refroidi par échange thermique avec l’hydrogène monté en pression, comme indiqué ci-dessus, et qui, quant à lui, est réchauffé. Le procédé comporte ensuite, soit une étape S11 de détente partielle du carburant ainsi produit et refroidi, soit une étape de contournement ou by-pass S14 évitant l’étape de détente partielle. Le carburant refroidi, partiellement détendu ou non, est ensuite injecté dans la chambre de combustion CC du moteur aérobie à hydrogène M au cours d’une étape S9. Les étapes S2-S4, S10, S13, S11, S14 sont réalisées par le procédé de conditionnement de carburant pour un moteur aérobie à hydrogène. Les étapes S1 et S9 ne sont réalisées que par le procédé d’alimentation en carburant du moteur aérobie à hydrogène.
La représente une quatrième architecture possible d'un circuit d'un système de conditionnement de carburant SC4 pour une chambre de combustion CC d'un moteur aérobie à hydrogène M d'aéronef selon l'invention.
la est un schéma blocs d’un procédé de commande du dispositif d’entraînement motorisé du dispositif d’occultation, tel qu’illustré aux figures 1 à 3, conforme à un mode de réalisation de l’invention ; et
la regroupe trois schémas blocs, illustrant chacun un mode de réalisation d’une étape d’un algorithme illustré par le schéma blocs de la .
On connaît déjà un dispositif d’entraînement motorisé d’un dispositif d’occultation. Le dispositif d’entraînement motorisé comprend un actionneur électromécanique, une unité électronique de contrôle et un dispositif d’alimentation en énergie électrique. L’actionneur électromécanique comprend un moteur électrique. Le dispositif d’alimentation en énergie électrique comprend une batterie. L’unité électronique de contrôle et le moteur électrique sont alimentés en énergie électrique à partir de la batterie. La batterie délivre une tension.
Il est connu d’observer un niveau de charge de la batterie, exprimé en pourcentage de la charge maximale de la batterie, afin d’estimer l’autonomie disponible du dispositif d’entraînement motorisé. Ce niveau de charge de la batterie est généralement affiché, ce qui permet à un utilisateur du dispositif d’entraînement motorisé de connaître l’estimation de cette autonomie restante. Ainsi, lorsque l’autonomie affichée est faible, l’utilisateur sait qu’il est nécessaire de procéder à une recharge de la batterie.
Cependant, ce dispositif d’entraînement motorisé présente l’inconvénient que le niveau de charge de la batterie n’est pas suffisant pour estimer avec précision l’autonomie du dispositif d’entraînement motorisé.
En effet, cette autonomie dépend de nombreux autres paramètres, tels que par exemple l’âge de la batterie, la température de la batterie et/ou le régime de décharge de la batterie, autrement dit la valeur de courants de décharge de la batterie pour alimenter en énergie électrique l’actionneur électromécanique, qui ne sont pas pris en compte pour estimer l’autonomie disponible mais qui ont une grande influence sur l’autonomie réelle du dispositif d’entraînement motorisé.
Par ailleurs, la prise en compte de l’âge de la batterie et de sa température seraient complexes, car les conséquences du vieillissement d’une batterie ou de l’évolution de sa température sur sa capacité sont difficiles à maîtriser.
Avec un tel dispositif d’entraînement motorisé, il est ainsi possible d’afficher un niveau de charge maximal, alors que la batterie est en fin de vie et dans de mauvaises conditions de température, conduisant l’autonomie réelle à être très faible.
La présente invention a pour but de résoudre les inconvénients précités et de proposer un procédé de commande en fonctionnement d’un dispositif d’entraînement motorisé, un dispositif d’entraînement motorisé configuré pour mettre en œuvre un tel procédé de commande, ainsi qu’un dispositif d’occultation comprenant un tel dispositif d’entraînement motorisé, permettant d’estimer avec précision l’autonomie d’une batterie, sans se baser nécessairement sur le niveau de charge de la batterie et sans devoir connaître explicitement l’état de la batterie.
À cet égard, la présente invention vise, selon un premier aspect, un procédé de commande en fonctionnement d’un dispositif d’entraînement motorisé,
le dispositif d’alimentation en énergie électrique comprenant au moins une batterie, l’unité électronique de contrôle et le moteur électrique étant alimentés en énergie électrique à partir de la batterie, la batterie délivrant une tension.
La turbidité des compositions selon les exemples 3-1 à 3-5 et les exemples comparatifs 3-1 à 3-6 a été mesurée à température ambiante en utilisant un turbidimètre (2100Q portable, Hach Company).
Les résultats sont montrés dans le tableau 3 en « NTU ». Plus la valeur NTU est petite, plus la composition est transparente.
La taille de particule (nm) des gouttelettes d’huile dans les compositions selon les exemples 3-1 à 3-5 a été mesurée par l’analyseur de taille de particule ELSZ-2000ZS (Otsuka Electronics Co., Ltd.).
Les résultats sont montrés dans le tableau 3.
La taille de particule des gouttelettes d’huile dans les compositions selon les exemples comparatifs 3-1 à 3-6 n’a pas été mesurée car elles étaient opaques et ne se présentaient manifestement pas sous la forme d’une nano- ou micro-émulsion.
Les exemples 3-1 à 3-5 montrent que lorsque le rapport pondéral de la quantité d’huile/la quantité totale des premier et second esters de polyglycéryle d’acide gras (cf. rapport pondéral de l’huile/tensioactif » dans le tableau 3) est de 0,5 ou moins, une nano- ou micro-émulsion peut être préparée.
Les exemples comparatifs 3-1 à 3-6 montrent que lorsque le rapport pondéral de la quantité d’huile/la quantité totale des premier et second esters de polyglycéryle d’acide gras (cf. rapport pondéral huile/tensioactif » dans le tableau 3) est supérieur à 0,5, une nano- ou micro-émulsion ne peut pas être préparée.
[Exemples 4-1 à 4-4 et exemples comparatifs 4-1 à 4-6]
Les compositions suivantes selon les exemples 4-1 à 4-4 et les exemples comparatifs 4-1 à 4-6, montrés dans le tableau 4, ont été préparées en mélangeant les composants montrés dans le tableau 4 comme suit.
Les compositions selon les exemples 4-1 à 4-4 et les exemples comparatifs 4-1 à 4-6 étaient sous la forme d’une émulsion H/E.
Les valeurs numériques des quantités de composants montrées dans le tableau 4 sont toutes basées sur des « % en poids » de matières premières.
Comp. Ex. 4-1 Comp. Ex. 4-2 Comp. Ex. 4-3 Comp. Ex. 4-4 Comp. Ex. 4-5 Comp. Ex. 4-6 Ex. 4-1 Ex. 4-2 Ex. 4-3 Ex. 4-4 Eau qsp 100 qsp 100 qsp 100 qsp 100 qsp 100 qsp 100 qsp 100 qsp 100 qsp 100 qsp 100 Glycérine 5 5 5 5 5 5 5 5 5 5 Propylène glycol 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 Caprylyl glycol 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 Acide lactique 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 Niacinamide 5 5 5 5 5 5 5 5 5 5 Hydroxyde de sodium qs pH 4,1 qs pH 4,1 qs pH 4,1 qs pH 4,1 qs pH 4,1 qs pH 4,1 qs pH 4,1 qs pH 4,1 qs pH 4,1 qs pH 4,1 Caprate de polyglycéryle-4 (HLB: 14,90% d’actif) 1 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 Oléate de polyglycéryle-2 (HLB: 8) 1 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 Myristate d’isopropyle 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 Total (%) 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100 Rapport en poids de Tensioactif PG à HLB élevée/Tensioactif PG à HLB faible 0,9 1,1 1,4 1,7 2,1 2,7 3,6 5,1 8,1 17,1 Huile (%) 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 Tensioactifs (%) 1,9 1,89 1,88 1,87 1,86 1,85 1,84 1,83 1,82 1,81 Rapport en poids huile/tensioactifs 0,21 0,21 0,21 0,21 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 Turbidité (NTU) 400 453 451 462 436 303 230 35,7 4,9 37 Taille moyenne de gouttelette (nm) NT NT NT NT NT NT 255,8 30,2 13,7 11,4
L’introduction d’un solvant aqueux à l’étape c) est réalisée de façon à mettre en œuvre un contre-lavage, selon les connaissances générales de l’homme du métier. L’introduction du solvant aqueux est réalisée de manière à ce que la quantité de solvant aqueux soit la plus faible possible de façon à réduire les coûts, mais suffisante pour garantir une teneur pondérale en DMSO dans le raffinat organique 8 faible et de préférence inférieure ou égale à 20,0 % poids, préférentiellement inférieure ou égale à 15,0 % poids, de manière préférée comprise entre 0,01 et 15,0% poids , de manière très préférée entre 0,01 et 10,0% poids par rapport au poids du 5-HMF et/ou éventuellement du DFF lorsque ce dernier est présent.
Avantageusement, le solvant aqueux de contre-lavage introduit à l’étape c) comprend plus de 95 % poids d’eau, de préférence plus de 98 % poids d’eau (100% étant le maximum). Le solvant aqueux peut éventuellement comprendre du DMSO. L’efficacité du contre-lavage est d’autant plus élevée que la quantité de DMSO présente dans le solvant aqueux de contre-lavage est faible. De manière préférée, le solvant aqueux peut comprendre du DMSO, de préférence moins de 1,0 % poids de DMSO, de préférence moins de 0,1 % poids de DMSO. Avantageusement, le solvant aqueux de contre-lavage est issu d’une étape optionnelle g) de traitement de mélanges eau-DMSO produits au sein du procédé. Dans un mode de réalisation préféré de l’invention, le raffinat aqueux 5 composé d’eau et de DMSO, produit à l’étape b), est traité, avantageusement dans une étape g) optionnelle qui comprend en particulier une distillation. Le distillat riche en eau ainsi obtenu à l'issue de cette étape g) optionnelle est avantageusement utilisé comme solvant aqueux de contre-lavage à l’étape c), ledit distillat riche en eau pouvant également contenir une quantité résiduelle de DMSO, de préférence inférieure à 1 % poids et de manière préférée inférieure à 0,1% poids de DMSO. La quantité résiduelle de DMSO dans le distillat est d’autant plus faible que la distillation de l’étape g) optionnelle est réalisée de manière efficace, en particulier avec un nombre d’étages de distillation supérieur à 10 et des taux de rebouillage et de reflux adaptés.
L’étape c) est réalisée de préférence à une température comprise entre 0 et 60°C, de préférence entre 5 et 50°C, de préférence entre 10 et 40°C, de préférence entre 15 et 30°C et généralement à température ambiante (c’est-à-dire entre 18 et 25°C.
L’étape c) permet l’obtention d’un flux aqueux avantageusement enrichi en DMSO, appelé contre-extrait aqueux intermédiaire 9, contenant de préférence au moins 60 % poids d’eau, de préférence au moins 80 % poids d’eau, et un raffinat organique 8, avantageusement appauvri en DMSO. Ledit contre-extrait aqueux intermédiaire 9 est avantageusement envoyé, en partie ou de préférence en totalité, vers l’étape a). Le raffinat organique 8 obtenu présente une teneur pondérale en DMSO de préférence inférieure ou égale à 20,0 % poids, de préférence inférieure ou égale à 15,0 % poids, de préférence inférieure ou égale à 5,0 % poids, de préférence inférieure ou égale à 4,0 % poids, de préférence inférieure ou égale à 3,0 % poids par rapport au poids de 5-HMF et/ou éventuellement du DFF lorsque ce dernier est présent. Si le raffinat organique 8 conserve du DMSO résiduel, sa teneur en DMSO pourra être par exemple de 10 ppm poids ou plus, voire 100 ppm poids ou plus.
Selon l’invention, le raffinat organique 8 produit à l’étape c) est envoyé à l’étape d) de concentration.
Etape d) de concentration
Le procédé selon l’invention comprend une étape d) de concentration du raffinat organique 8 issu de l’étape c), par élimination d’une partie du solvant organique, produisant un extrait organique concentré 10, comprenant du 5-HMF (et/ou éventuellement du DFF) et du solvant organique résiduel, et un flux 11 comprenant, de préférence constitué, du solvant organique, ledit solvant organique étant avantageusement composé en tout ou partie du solvant d’extraction et éventuellement de DMSO.
De préférence, le flux 11 comprenant du solvant organique est recyclé, en tout ou partie, vers l’étape b) d’extraction.
De manière préférée, dans l’étape d), l’élimination d’une partie du solvant organique est réalisée par vaporisation, par exemple dans une colonne à distiller à pression atmosphérique ou sous vide, dans un évaporateur, ou toute méthode connue de l’homme du métier.
Selon ce mode préféré, la vaporisation du solvant organique est avantageusement réalisée à pression atmosphérique ou sous vide, de préférence à une pression entre 0,1 et 0,01 MPa, préférentiellement sous vide à une pression entre 0,09 et 0,01 MPa, de manière à limiter la température du liquide et donc la dégradation du 5-HMF et/ou du DFF. De manière préférée, la température du liquide est maintenue inférieure à 130°C, de manière préférée maintenue inférieure 100°C, de manière préférée maintenue inférieure à 70°C. Le niveau de vide à appliquer pour atteindre ces températures étant bien entendu dépendant du solvant organique et plus particulièrement du solvant d’extraction mis en œuvre et du taux de vaporisation du solvant organique.
Dans un mode préféré, la vaporisation du solvant est réalisée par évaporation multi-effets ou bien avec recompression mécanique des vapeurs, ou toutes autres méthodes connues de l’homme du métier, de manière à réduire les coûts opératoires associés à l’évaporation du solvant tout en limitant les risques de dégradation du(des) produit(s) d’intérêt, i.e. du 5-HMF et/ou éventuellement du DFF. Par exemple, dans le cas d’un évaporateur triple effet, la température du liquide est maintenue inférieure à 130°C dans le premier effet, inférieure à 100°C dans le deuxième effet, et inférieure à 70°C dans le troisième effet. Ainsi, la température de la phase liquide est réduite au fur et à mesure que l’on concentre le 5-HMF, et/ou éventuellement le DFF, dans le solvant organique, limitant tout risque de dégradation.
L’étape d) est mise en œuvre avec un taux massique de vaporisation (ou taux d’évaporation), correspondant à la masse de solvant organique vaporisé par rapport à la masse du raffinat organique 8 issu de l’étape c) (plus particulièrement la quantité massique du flux 11 par rapport à la quantité massique du raffinat organique 8), d’au moins 50 %, de préférence d’au moins 60 %, de préférence d’au moins 70 %, de préférence d’au moins 75%, de préférence d’au moins 80%, de préférence d’au moins 85%, de manière préférée d’au moins 90%, et de préférence au maximum de 99%. Avantageusement, le taux de vaporisation est défini en fonction du solvant d’extraction de manière à ne pas dégrader le 5-HMF et/ou le DFF, mais aussi afin de minimiser la quantité de solvant résiduel à éliminer à l’étape e) tout en garantissant l’absence de séparation de phase liquide (c’est-à-dire tout en garantissant à la phase liquide de rester monophasique) lorsque l’extrait organique concentré 10 est mis en contact avec de l’eau à l’étape e).
Selon l’invention et en particulier grâce à la combinaison de l’ensemble des conditions opératoires de l’étape d) et des étapes précédentes a), b) et c), l’extrait organique concentré 10 obtenu à l’issue de l’étape d) présente très avantageusement un taux de 5-HMF (ou de DFF ou encore de l’ensemble 5-HFM+DFF) d’au moins 40 % poids par rapport au poids d’extrait organique concentré, de préférence d’au moins 50% poids, de préférence d’au moins 60% poids, et de préférence d’au plus 95 % poids, de préférence d’au plus 90 % poids et de manière préférée d’au plus 85 % poids par rapport au poids d’extrait organique concentré. En d’autres termes, l’extrait organique concentré 10 présente de préférence un taux de solvant organique résiduel d’au moins 5 % poids par rapport au poids d’extrait organique concentré 10, de préférence d’au moins 10 % poids, et de préférence d’au plus 60% poids, de préférence d’au plus 50% poids, de préférence d’au plus 40 % poids, par rapport au poids d’extrait organique concentré 10.
Avantageusement, le solvant organique vaporisé lors de l’étape d) forme un flux 11 comprenant, de préférence consistant en, du solvant organique et est de préférence recyclé vers l’étape b) d’extraction.
La vis à bille 112 est dimensionnée pour tenir compte des efforts à transmettre.
En mouvement, les vérins générateurs VG1 et VG2 injectent ou transfèrent un volume de liquide sous pression dans le vérin récepteur VR1.
La vitesse de déplacement des pistons VG1P1 et VG2P2 des vérins générateurs VG1 et VG2 est proportionnelle à la vitesse de rotation du moteur électrique M1, du rapport de réduction du réducteur mécanique 116 et du pas de la vis à billes 112.
Le système s’autorégule en déplacement et ne fournit que le débit utile souhaité de liquide sous pression grâce au variateur de fréquence et à au moins un capteur de déplacement tel qu’un capteur inductif LVDT associé au vérin récepteur VR1.
Le système permet de démultiplier les efforts entre les vérins générateurs VG1 et VG2 et le vérin récepteur VR1, en fonction des rapports des aires efficaces concernées des pistons VG1P1, VG2P2 et VR1P1.
Le système hydraulique se comporte ainsi comme un réducteur mécanique démultipliant la valeur de l’effort en diminuant la vitesse en proportion.