jeanflop/post-ocr-correction huggingface dataset:
de stabilité statique de route et de roulis. 2. Utilisation de l'azimut 1. Puisque l'avion ne possède pas le sens de cap ou d'azimut, pourquoi ne le lui donnerait-on pas au moyen d'un stabilisateur automatique ? Telle est la question que fait inévitablement surgir le Tableau III. Détecteurs de perturbations des variables intéressant le mouvement latéral. PARAMÈTRE VARIABLE NATURE DE L'APPAREIL 1. Angle de dérapage. j = — Girouette à axe vertical. 2. Inclinaison de l'axe II OY sur l'horizon. s Gyroscope libre suspendu par son centre de gravité. 3. Azimut. 7 Gyroscope libre; ou compas magnétique; — ou compas
Azimut. 7 Gyroscope libre; ou compas magnétique; — ou compas à induction terrestre. 4. Vitesse angulaire de roulis. p Gyroscope entraîné produisant un couple de précession. 5. Vitesse angulaire du mouvement de lacet. r Gyroscope entraîné; ou différence des vitesses linéaires aux deux extrémités de l'aile, (j. Direction de la pesanteur apparente £ -sin<p-i-— -+-» Pendule dans le plan ZOY où accélérateur mètre suivant l'axe OY. l'étude de la stabilité dynamique latérale; M. Duval l'avait effleurée dans ces colonnes et avait insisté sur la difficulté qu'éprouvent les pilotes à maintenir le cap au compas. Nous constatons que l'utilisation de la
le cap au compas. Nous constatons que l'utilisation de la référence d'azimut est intéressante, mais qu'elle ne suffit pas pour stabiliser un avion de façon effective. Il a été nécessaire de compléter l'emploi des perturbations d'azimut, par la détection des perturbations d'un autre paramètre au moins. Les stabilisateurs S.E.C. A.T. et Sperry actionnent le gouvernail de direction d'après la seule perturbation de cap, mais ils comportent aussi la commande automatique des ailerons sous l'action d'une autre perturbation (pour le Sperry, g sin δϕ + + Vr et r pour le S.E.C.A.T.). D'autres appareils, notamment les appareils Askania et Siemens, combinent
S.E.C.A.T.). D'autres appareils, notamment les appareils Askania et Siemens, combinent la perturbation δcp et les résultats de la détection de la perturbation δr, avant de commander les mouvements du gouvernail de direction. Nous étudierons, avec plus de détails, le fonctionnement de ces appareils dans un prochain article. 3. Utilisation de l'inclinaison latérale ϕ. L'emploi de la référence inclinaison latérale procède d'une idée simple : effectuer automatiquement la correction que le pilote effectue inconsciemment quand il vole en ligne droite, par temps clair. La recherche de l'horizontalité de l'axe latéral OY n'est logique que si l'on recherche, en même temps, à
n'est logique que si l'on recherche, en même temps, à donner à l'appareil une trajectoire rectiligne. C'est ce qui fait que l'on trouve toujours la commande des ailerons en fonction de ϕ, associée à la commande de la direction en fonction de 1. 4. Utilisation de la direction de la pesanteur apparente associée à la vitesse angulaire r. L'emploi simultané de ces deux références constitue le principe réalisé dans le contrôleur de vol, en ce qui concerne le mouvement latéral. La quatrième tendance tend, en somme, à copier les manœuvres du pilote suivant avec attention les indications de son bâton.
du pilote suivant avec attention les indications de son bâton. Soit Quand δcp = 0, la pesanteur apparente est comprise dans le plan de symétrie. Si l'avion vole en ligne droite, son axe OY est horizontal. S'il vire, son axe transversal est précisément incliné de la quantité nécessaire pour que le virage soit correct. La mesure directe de r, vitesse de rotation autour de l'axe OZ, levèrent le doute et indiquera quelle est celle de ces interprétations qui est exacte. La première fonction du stabilisateur est de faire voler l'appareil en ligne droite, ses ailes étant horizontales. La seconde fonction
en ligne droite, ses ailes étant horizontales. La seconde fonction consiste, lorsqu'un virage est imposé à l'avion, à lui donner l'inclinaison latérale exigée. Les références g sin ϕ + -1 + Vr et r ont été utilisées dans ce but de plusieurs façons. Les solutions utilisées sur les appareils Mazade-Aveline et Siemens seront examinées dans le prochain article. (A suivre.) Fr. HAIS. Calcul des poutres comprimées encastrées élastiquement à leurs extrémités. II. — Flambage des barres de treillis assemblées rigidement. Par Henri RIVIÈRE. INGÉNIEUR DES ARTS ET MANUFACTURES CHEF DU BUREAU DE CALCULS DE LA COMPAGNIE DES AVIONS HANRIOT. NOTATIONS.
BUREAU DE CALCULS DE LA COMPAGNIE DES AVIONS HANRIOT. NOTATIONS. C, effort de compression; E, I, module d’élasticité et moment d’inertie; k, degré d’encastrement aux extrémités de la poutre; kn, valeur de k en An (ou Bn), pour la barre AAn; A-A, valeur de k en A, pour la barre AA1; l, longueur de la barre; l’, longueur libre de flambage; M, moment de flexion; Q, = (charge critique d’Euler); Q’, charge critique de flambage = T, effort de traction; y, flèche élastique de la poutre; θ, rotation élastique de la section droite. I. — POUTRE DROITE DONT LES EXTRÉMITÉS
la section droite. I. — POUTRE DROITE DONT LES EXTRÉMITÉS SONT ENCASTRÉES ÉLASTIQUEMENT. Définition de l’encastrement élastique. On dit qu’une poutre est encastrée en un point A lorsque, un couple s’exerçant en A, la section A ne tourne pas. La tangente en A à la ligne élastique ne subit aucun déplacement angulaire. On dit qu’une poutre est articulée en A lorsque il suffit d’un couple infiniment petit pour donner un déplacement angulaire à la tangente à la ligne élastique en A. Lorsque, sous l’action d’un couple appliqué en A, la tangente à la ligne élastique tourne d’un angle défini θ,
tangente à la ligne élastique tourne d’un angle défini θ, on se trouve placé dans un cas intermédiaire entre l’encastrement et l’articulation. On dira que l’encastrement est élastique. Un encastrement élastique peut se trouver réalisé d’un grand nombre de façons : 1° En articulant la poutre et en disposant un élément élastique dont l’action, d’autant plus forte que la rotation est plus grande, s’oppose au déplacement (fig. I). 2° En réalisant une poutre continue dont A est un appui intermédiaire (fig. 2). 3° En assemblant rigidement l’extrémité A sur une poutre CD non infiniment rigide (fig. 3). 4° En assemblant
poutre CD non infiniment rigide (fig. 3). 4° En assemblant rigidement l’extrémité A en un nœud de treillis où aboutissent un certain nombre de barres, non infiniment rigides (fig. 7). Il existe encore d’autres cas où l’encastrement élastique est réalisé. Il suffit, pour les reconnaître, de se rappeler les définitions données ci-dessus. Ils sont caractérisés par la plus ou moins grande résistance opposée à la rotation de la ligne élastique. On précisera la question en mettant en évidence le rapport entre le moment M qui agit en A et la rotation θ qu’il a produite. La valeur de k définit
rotation θ qu’il a produite. La valeur de k définit d’une façon précise le degré d’encastrement en A. Bien entendu, l’autre extrémité de la poutre peut, elle aussi, être encastrée élastiquement; un autre coefficient k caractérise le point B. On distingue alors les deux coefficients en les désignant par kA et kb. Recherche de la charge critique de flambage. Étant donnés les deux coefficients kA et kb définis par MA = kAθA = il faut trouver la charge critique de flambage Q’, qui, par son rapport avec la charge d’Euler Q==, définit la longueur libre de flambage l’ servant de
Q==, définit la longueur libre de flambage l’ servant de base aux calculs de résistance de la poutre en compression. On calcule Q’ en écrivant l’équation différentielle de la ligne élastique d’une poutre comprimée et soumise initialement à un moment de flexion variant linéairement entre les deux extrémités (fig. 4). De gauche à droite, fig. I, 2 et 3. Les moments de flexion initiaux en A et en B étant MV et -MB, l’équation différentielle est la suivante : (on a pris le milieu de la poutre comme origine des abscisses). Après intégration de l’équation (3), on calcule les pentes
abscisses). Après intégration de l’équation (3), on calcule les pentes y’ de la ligne élastique en A et B (4) = 0, y’B = θB et, d’après (2), Le signe (-) attribué à MA et MBA provient de ce qu’il s’agit de moments antagonistes, qui s’opposent au flambage. Les deux équations (5) donnent une relation entre kA, kb, C, l et El, d’où l’on tire la charge critique C que nous désignerons par Q’. Cette façon de procéder présente l’inconvénient sérieux, de conduire à un calcul assez pénible. Il y a avantage à utiliser la méthode beaucoup plus simple exposée
a avantage à utiliser la méthode beaucoup plus simple exposée ci-dessous. Il suffit de remarquer que, si Q1 est la compression critique qui résulte d’un même degré d’encastrement kA en A et B, et Q2 la compression critique qui résulte d’un même degré d’encastrement kb en A et B, la compression critique Q’ est très sensiblement égale à la moyenne géométrique des deux compressions critiques précédentes. En effet, cherchons la valeur de l’erreur relative commise dans le cas où cette erreur est maximum, c’est-à-dire lorsque la dissymétrie est la plus grande possible entre les appuis A et B. Pour l’un
grande possible entre les appuis A et B. Pour l’un d’eux, kA = 1, et pour l’autre kb = 1. Le calcul exact donne la valeur maximum de l’erreur relative est donc de 2 pour 100. Ce chiffre est suffisamment faible pour justifier la préférence accordée à la méthode simplifiée qui, dans tous les cas, remplacera avantageusement le calcul rigoureux. Calcul de Q’ lorsque les degrés d’encastrement sont égaux (kA = kb = k). Par raison de symétrie, la rotation θ et, par suite, le moment M sont égaux en A et B (fig. 5). Le moment de flexion sinusoïdal
A et B (fig. 5). Le moment de flexion sinusoïdal qui s’exercerait sur la poutre dans le cas d’une articulation est corrigé d’un moment de flexion uniforme -Mθ. L’équation différentielle (3) devient (7) M = C y Mθ = -y” El. L’intégration de (7) donne On obtient 9 en calculant la valeur de y' en A ou B et, en tenant compte de la relation (2), on peut écrire (10) sous la forme (11), la compression critique C étant désignée par Q'. Lorsque la poutre est tendue, les expressions (8), (9), (11), deviennent (8'), (9'), (11') pour x compté à
(9), (11), deviennent (8'), (9'), (11') pour x compté à partir de A. La charge critique de flambage Q' est donc alors donnée pour toutes les valeurs possibles de k par (11) et (II'), qui ont permis d'établir le tableau et le diagramme ci-joints (fig. 6). Q' Kp Q' Kt Q' Kp Q El Q Bi Q Et Q El Q El Q El 00 7t 1 5 — 4,01 2 3,4o () , , 1 —3,43 2,5 6,44 10 —9,95 —o,5 2,76 3 12,22 6 —7,7 0 —2 3,25 18,50 4 6,31 0, 5 1 , L 3,5 29,0
18,50 4 6,31 0, 5 1 , L 3,5 29,0 3 —5,5 1 0 4 00 2 —4,56 1,5 L'il Il est bien évident que pour les poutres courtes, qui cèdent non par instabilité seulement, mais par écrasement ou flambage local, la connaissance de Q' n'est pas la dernière étape du calcul; il faut encore déterminer la longueur libre de flambage l' par la relation. L'ingénieur introduira l' à la place de l dans la formule dont il a l'habitude de faire usage (Strand, Résal, Rankine ou tout autre). II. — LONGUEUR DE FLAMBAGE DES BARRES DE TREILLIS ASSEMBLÉES RIGIDEMENT.
— LONGUEUR DE FLAMBAGE DES BARRES DE TREILLIS ASSEMBLÉES RIGIDEMENT. Considérons une barre AB appartenant à une poutre en treillis. Ses extrémités sont les nœuds A et B d'où partent un certain nombre de barres AAl, AA2, ..., AAn, ..., BB1, BB2, ..., BBn (voir fig. 7, 8, 9). Ces différentes barres sont assemblées rigidement en A et B : les angles qu'elles font entre elles au voisinage de A et de B sont invariables au cours des déformations du système. Ces barres supportent des compressions positives ou négatives, désignées par Cl, C2, ..., Cn, Lorsqu'un flambage se produit dans
par Cl, C2, ..., Cn, Lorsqu'un flambage se produit dans la barre AB, la ligne élastique subit une rotation θA en A et une équivalente en B. À cause de la rigidité des nœuds, les barres adjacentes sont soumises à la même rotation à leur extrémité A ou B. Comme ces barres présentent une rigidité en flexion, elles tendent à s'opposer à cette rotation. Leur rigidité se manifeste par un moment antagoniste MA1, MA2, ..., MAn, qui limite la rotation à une valeur θA. Le rapport entre ce moment de flexion et la rotation est désigné par le coefficient kA"
flexion et la rotation est désigné par le coefficient kA" défini précédemment, et l'on se trouve ramené au problème du flambage d'une poutre encastrée élastiquement. Il faut alors se fixer arbitrairement le degré d'encastrement kA, k2, ..., k_n, relatif aux extrémités A1, A2, ..., An, Le procédé habituel consiste à introduire la même hypothèse arbitraire aux extrémités A et B elles-mêmes. À défaut d'une méthode précise, on est en effet obligé d'estimer le degré d'encastrement de la barre AB. La double articulation donne la sécurité absolue (k = 0 ; l' = l ; Q' = Q); on ne doit
l' = l ; Q' = Q); on ne doit en aucun cas supposer l'encastrement parfait (k = ∞ ; l' = 0,5 l; Q' = 4 Q) et il est courant de se placer dans un cas intermédiaire défini par exemple par l' = 0,7 l ou Q' = 2 Q. La méthode proposée ici est d'une précision beaucoup plus grande car, dans tout système continu où la rigidité d'un élément influe sur la grandeur des efforts en une section donnée, l'effet de cette rigidité s'atténue avec l'éloignement. L'erreur commise sur k_n a donc d'autant moins d'importance que cette
commise sur k_n a donc d'autant moins d'importance que cette erreur est reportée en un point plus éloigné de AB. Cet effet favorable de l'éloignement est considérable. On peut s'en rendre compte en examinant les résultats obtenus dans le cas particulier simple où les barres adjacentes ne sont ni tendues ni comprimées. Si l'on fait varier les coefficients k" relatifs aux nœuds A" de 0 à + ∞, le coefficient k_n varie seulement dans le rapport de 3 à 4. De plus, ce rapport 4/3 correspond dans le cas le plus défavorable à un rapport de 1,11 (au lieu de
plus défavorable à un rapport de 1,11 (au lieu de 4) entre les valeurs extrêmes des charges critiques de flambage de AB. Ce qui revient à dire que si l'on commet une erreur très grossière dans l'évaluation du degré d'encastrement des extrémités A1, Bn, l'erreur relative sur la valeur de la charge critique est au plus de 11 pour 100. Les zones hachurées des figures 8 et 9 montrent, d'une façon grossière mais imagée, la précision relative des deux procédés. Cette représentation est qualitativement exacte, puisque le contour des aires considérées passe par les nœuds sur lesquels on a reporté
considérées passe par les nœuds sur lesquels on a reporté l'indétermination du degré d'encastrement. Étant donnée la faible importance de l'erreur commise en donnant des valeurs inexactes à k_l, il ne faut pas hésiter à annuler la valeur de k_l relative à toutes les barres adjacentes. L'erreur commise est alors dans le sens de la sécurité, sans toutefois conduire à un excès de poids, puisque, comme nous venons de le voir, l'erreur finale est toujours très modérée. Enfin, on négligera l'effet favorable de toutes les barres extérieures au plan de flambage. Ces deux hypothèses simplificatrices se trouveraient effectivement réalisées si
flambage. Ces deux hypothèses simplificatrices se trouveraient effectivement réalisées si les barres étaient terminées par des rotules en A1 et B1. Calcul du degré d'encastrement relatif aux extrémités A et B. Considérons l'une quelconque des barres aboutissant en A. Ses extrémités ayant tourné de l'angle θA, un moment MA1 antagoniste a pris naissance en A, le moment en A1 étant nul. Si la barre AAn n'est ni tendue ni comprimée, MA1 est donné par l'expression Considérons maintenant le cas général où cette barre est soumise à une compression C (fig. 10). L'équation différentielle de la ligne élastique est alors L'intégration
10). L'équation différentielle de la ligne élastique est alors L'intégration de cette équation donne, après avoir posé les conditions y = 0 pour x = 0 et x = l, et, finalement, L'équation (16) permet d'établir le tableau ci-dessous et le diagramme (fig. 11) qui donne en fonction de g, la valeur cherchée de jj-prp C kt c kt c m Q 3 ET Q 3EI Q 3EI le "3l V-Q 56 I;34 1,0 0,000 -5 2,73 —o,4 1,23 1,2 —o,38ô 4 2,49 0,2 1,11 i,4 0,970 -3 2,22 0 1,0 1,6 —2,000 -2 1,91 0,2 0,860 1,8 —4;7^° —1,5
1,0 1,6 —2,000 -2 1,91 0,2 0,860 1,8 —4;7^° —1,5 1,73 0,4 0,705 2,04 —30 —i,o i,54 0,6 o,5i5 — 0,8 1,44 0,8 0.287 Ayant calculé pour chacune des barres An les coefficients kAn, on peut calculer le coefficient global kA relatif au nœud A. En effet, l'ensemble des barres produit en A un moment MA (17) MA = MAn = kAneA = 0A2 £ A„. Si l'on pose >IA=*A0, il vient £ A = S kn. Et de même en B 1.:1: = knll' On se trouve en présence d'une poutre AB terminée par des encastrements élastiques dont la
d'une poutre AB terminée par des encastrements élastiques dont la rigidité est définie par kA et kll' On est alors en mesure de calculer la nouvelle charge critique dans AB. Il suffit pour cela d'utiliser le diagramme donnant -:en fonction de (fig. 6). Dans le cas particulier, d'ailleurs peu courant, où G pour une barre AAn. le rapport g est compris entre 2,04 et 4, le calcul précédent ne donne aucun résultat pour l'une des deux raisons suivantes : — ou bien il est impossible que la barre AAn. supporte une compression aussi élevée et cette barre est à renforcer
une compression aussi élevée et cette barre est à renforcer ; — ou bien l'hypothèse de l'articulation en An est fausse; la valeur de kn doit être augmentée, et cela jusqu'à + ∞ si ~Q = 4. Il suffit alors de déformer la courbe (I) donnée par kn = 0, pour les grandes valeurs de g, de façon à se rapprocher progressivement de la courbe qui serait obtenue si kn croissait sans limite aux nœuds An (et Bn). L'asymptote de la nouvelle courbe doit être reportée de Q = 2,0 4 à = 4, ce qui peut être obtenu simplement
4 à = 4, ce qui peut être obtenu simplement en remplaçant <1 par Q 0,2'1 c; d'où le tableau ci-dessous et la courbe (II) (fig. II). C kl C kt Q 3 El Q 3 El o 1 1,686 —o,385 0,211 0,860 2,110 —0,970 0,442 0,705 2,6oo 2,000 0,701 0,515 3,170 —4,78 0,990 0,287 4,000 —00 1,317 o,000 Méthode pratique de calcul. En résumé, on procédera comme suit : 10 Calculer pour chaque barre adjacente la charge d'Euler et le terme 20 Multiplier par la valeur de k tirée du Q j ? d'où le coefficient k pour chaque
du Q j ? d'où le coefficient k pour chaque barre AAn ou BBn. 3° Effectuer la somme de ces coefficients pour les nœuds A et B kA = ∑ kxn, kt = 2 ksin. 4° Effectuer les produits El et l se rapportant à la barre AB. 50 En déduire, sur le diagramme (6), les valeurs de ¿; à partir de kA, et à partir de kB. 6° Calculer d'où la longueur de flambage cherchée 7° Remplacer la longueur réelle par l' dans la formule (ou courbe) de flambage utilisée lorsqu'il s'agit d'une barre comprimée articulée à ses extrémités.
utilisée lorsqu'il s'agit d'une barre comprimée articulée à ses extrémités. Henri RIVIÈRE. Revue des brevets 760 535 (11 août 1933), G. MABBOUX. — Perfectionnements apportés aux appareils gyroscopiques, notamment à ceux à utiliser comme De haut en bas fig. 1 et 2. indicateurs de verticale. Horizon artificiel gyroscopique dans lequel l'axe de rotation de la masse tournante est continuellement rappelé sur la verticale par des moyens électromagnétiques. Ces moyens sont d'ailleurs à rapprocher de ceux développés dans le brevet du Brown Pitch Azimuth indicator. Le système comprend substantiellement un ensemble gyroscopique E, suspendu aux supports S par deux anneaux de
gyroscopique E, suspendu aux supports S par deux anneaux de cardan 2 et 3. Une masse pendulaire R est, d'autre part, suspendue aux mêmes supports S par deux anneaux de Cardan 4. et 5 de telle façon que les éléments E et R possèdent le même centre d'oscillation. L'ensemble E se com pose (fig. 1, 2 et 4) d'un carter 1, dans lequel la masse gyroscopique 6 tourne autour d'un axe 7. Cet axe tourne lui-même en entraînant un élément 8, constitué par une calotte sphérique 9, en métal très conducteur et peu magnétique (cuivre rouge, argent, etc.). Dans ses
conducteur et peu magnétique (cuivre rouge, argent, etc.). Dans ses oscillations, 9 se déplace devant l'armature 10 d'un aimant solidaire de R. Le fonctionnement est le suivant : lorsque l'axe de rotation du gyroscope s'écarte légèrement de la verticale, des courants de Foucault prennent naissance dans la calotte 9, par suite de sa rotation en présence de l'aimant 10. Ces courants engendrent un couple tendant à freiner le mouvement de la calotte en un point II (fig. 3). En conséquence, l'axe 7 réagit et tend à se déplacer dans le sens de Fig. 3. la flèche F. Par précession, le
sens de Fig. 3. la flèche F. Par précession, le gyroscope transformera le couple F en un couple P ramenant l'axe du gyroscope sur la verticale. Enfin, le brevet décrit un système de projection lumineuse (fig. 4) permettant de rendre visibles les diverses positions du gyroscope. Le texte manque de clarté en quelques endroits ; en particulier, l'axe 7 est qualifié tantôt d'axe sur lequel la masse gyroscopique est montée librement, tantôt d'arbre qui tourne avec elle. La figure 1 est également contradictoire. On ne voit pas comment peut être entraîné l'élément 8, dont la rotation est indispensable, si l'arbre
entraîné l'élément 8, dont la rotation est indispensable, si l'arbre 7 ne tourne pas. Fig.4. On peut remarquer aussi que pour les grandes inclinaisons le rappel du gyroscope sur la verticale cesse complètement : cela se produit dès que l'armature de l'aimant dépasse le bord de la calotte sphérique. Or, il est à craindre que cette limite soit fréquemment atteinte. D'autre part, il ne semble pas que l'on puisse augmenter les dimensions de la calotte sphérique, car on rendrait la vitesse de rappel proportionnelle à l'angle d'inclinaison, ce qui serait défavorable en cas de rafales. (4 p., 3 fig., 15
défavorable en cas de rafales. (4 p., 3 fig., 15 réf.) 760 665 (14 décembre 1933), C. DE HAYA. Indicateur de position et de mouvements pour appareils volants. Contrôleur de vol regroupant dans un seul instrument les trois références indispensables au pilotage aveugle. Horizontalité transversale et longitudinale, stabilité de route, correction des inclinaisons en virage. En fait, l'instrument combine les indications d'un horizon artificiel et d'un indicateur de virage et y ajoute un niveau transversal à bille. L'horizon est représenté par la bande 1 (fig. I et 2) susceptible, lors des mouvements de l'avion, de se déplacer vers le haut
des mouvements de l'avion, de se déplacer vers le haut ou vers le bas d'une part, de s'incliner à droite ou à gauche d'autre part, par rapport au boîtier de l'appareil, ces mouvements étant commandés par un gyroscope à 3 degrés de liberté, en sorte que la bande 1 indique constamment la position de l'horizon par rapport à l'avion, quelle que soit l'attitude de ce dernier dans l'espace. Un avion-silhouette 2 matérialise la position de l'aéronef par rapport à 1. Mais, au lieu d'être fixe, au cours des virages cet avion peut se déplacer transversalement en restant parallèle à lui-même,
avion peut se déplacer transversalement en restant parallèle à lui-même, de part et d'autre de sa position moyenne, jouant ainsi le rôle de l'aiguille de l'indicateur de virage. Le brevet ne décrit pas le dispositif d'horizon adopté; par contre il détaille le mécanisme d'asservissement de l'avion silhouette à l'indicateur de virage (fig. 2). Celui-ci est un gyroscope 3, à 2 degrés de liberté et à axe transversal, entretenu par l'air comprimé. Le cadre de ce gyroscope, mobile autour de l'axe 4, porte une bielle 5 terminée par un boîtier 6 qui entraîne dans ses mouvements la goupille 7 solidaire de
qui entraîne dans ses mouvements la goupille 7 solidaire de 2. Celle-ci peut glisser sur un fil transversal 8. Le niveau transversal à bille est placé sous le cadran de l'instrument. A gauche, vol horizontal rectiligne; à droite, vol horizontal rectiligne avec bande à gauche. A gauche, vol en descente rectiligne; à droite, vol horizontal, en virage normal à gauche. A gauche, vol horizontal en virage à plat à gauche; à droite, vol piqué en virage à gauche. Indications du contrôleur DE HAYA dans différents cas de vol. L'instrument est ingénieux, mais il semble susceptible de troubler quelque peu le