Brevet FR2795378A1 — publié le 20001229

PROCEDE DE COMMANDE DE DIRECTION DE VEHICULE AUTOMOBILE ET SYSTEME DE MISE EN OEÜVRE L'invention se rapporte au domaine de l'assistance électrique de direction d'un véhicule automobile, que l'assistance soit directe ou découplée, et concerne un procédé de commande de direction ainsi que son système de mise en oeuvre. L'assistance en direction automobile peut être directe lorsque le volant est mécaniquement relié aux roues, alors qu'un moteur électrique applique un couple d'assistance à la direction, ou être découplée lorsque le volant n'est plus mécaniquement relié aux roues, au moins un moteur électrique servant alors de guidage aux roues et un autre permettant de restituer un couple résistant sur le volant. L'assistance de direction est habituellement évaluée en fonction de différents critères d'appréciation, et plus particulièrement en fonction des cinq critères suivants - à basse vitesse du véhicule, sa dureté lors de l'accomplissement des manoeuvres ; - à vitesse plus élevée, le maintien de cap et la progressivité du couple volant ; - quelle que soit la vitesse, le retour du volant en position centrale avec une vitesse de rotation suffisante, aussi bien pour des angles de lâcher de volant importants (obtention d'un rappel volant ) que pour des angles de lâcher faibles (effet anticollage ) ; - l'indépendance du comportement de la direction vis-à-vis des véhicules d'un même modèle ; - l'insensibilité du comportement de la direction aux perturbations extérieures, telles que irrégularité de la route, coup de vent, etc. Les systèmes de direction assistée connus ont d'abord permis de répondre au premier critère, à l'aide d'une assistance directement dépendante du couple volant mesuré et de la vitesse du véhicule. Les autres aspects ont ensuite été abordés indépendamment les uns des autres, et les solutions techniques envisagées sont venues se greffer sur les lois d'assistance existantes. I1 est par exemple connu des brevets US 5 745 862 et US 5 816 669 des solutions permettant de neutraliser les perturbations extérieures par le contrôle de la stabilité latérale du véhicule à l'aide d'une architecture proposant d'agir sur l'angle de braquage des roues arrières. Ce type de solution n'est pas transposable aux architectures de la plupart des véhicules dont la direction assistée n'agit que sur l'angle de braquage des roues avant du véhicule. D'autres solutions, telles que celles décrites dans le brevet US 5 703 775, proposent d'ajouter aux lois d'assistance classiques, une loi de commande de couple supplémentaire appliqué sur le moteur d'assistance sous la forme d'une combinaison linéaire paramétrée de trois vitesses : la vitesse du volant, la vitesse de lacet réel diminuée d'une vitesse de lacet de référence, et la vitesse de lacet elle-même. Certaines perturbations induisant des variations de vitesse de lacet de référence, la loi de commande utilisée interprète la présence de perturbations extérieures comme une volonté de changement de cap de la part du conducteur. De plus, les paramètres d'une telle loi sont délicats à régler car la prise en compte du terme dépendant de la vitesse de lacet peut produire des oscillations non amorties du volant dû au déphasage entre l'angle volant et la vitesse de lacet. Les solutions proposées pour respecter les critères de comportement de l'assistance en direction présentent en définitive des inconvénients majeurs détérioration de la qualité de la direction fournie par les lois déjà impliquées, et présence de discontinuités dans le maniement du volant du fait des problèmes de commutation entre les diverses lois de commande. Ainsi, il apparaît globalement des problèmes de compatibilité entre les différentes lois existantes. Un but de l'invention est de dépasser ces problèmes de compatibilité entre lois de commande, c'est- à-dire de décloisonner l'application de telles lois. Un autre but est d'offrir en plus une amélioration de l'ensemble des critères de comportement évoqués ci-dessus par rapport à l'état de la technique. Pour ce faire, l'invention propose de centraliser la commande sur un asservissement de l'angle de volant autour d'un angle volant de référence pour en déduire une valeur de consigne autour de laquelle les moyens d'assistance sont à leur tour asservis. Plus précisément, l'invention a pour objet un procédé de commande d'assistance de direction électrique pour véhicule automobile comportant notamment un volant orientant le véhicule selon une direction et une paire de roues guidant le véhicule dans la direction définie par un angle volant, appliqué par un couple exercé sur le volant par le conducteur, dit couple volant, assisté par un couple exercé par des moyens électriques d'assistance. Le procédé comporte les étapes de détermination d'un angle volant de référence selon un modèle de référence à partir des mesures courantes des grandeurs critiques de couple volant et de vitesse longitudinale du véhicule, de détermination d'un courant de consigne à appliquer aux moyens électriques d'assistance par comparaison entre l'angle volant mesuré et l'angle de référence et asservissement de l'angle volant autour de cet angle de référence, puis de détermination de la tension à appliquer au moteur à partir d'une comparaison entre le courant de consigne et le courant mesuré et asservissement du courant autour du courant consigne. Le procédé de l'invention s'applique aussi bien à des véhicules équipés d'une direction à assistance électrique directe qu'à une direction électrique découplée. Ainsi, le procédé selon l'invention s'adapte à différents types de comportement de la direction pouvant se traduire en termes du modèle de référence. En particulier, les paramètres variables suivants peuvent être utilisés en fonction des circonstances : niveau d'assistance pour une vitesse donnée, vitesse de retour volant, et l'angle résiduel de retour volant. On obtient ainsi les caractéristiques de rappel volant et de collage que l'on souhaite. De plus, le procédé de l'invention permet de rejeter les perturbations dues aux irrégularités de la route puisque l'angle volant est asservi autour d'un angle de référence indépendant de ces irrégularités. Le procédé de l'invention permet également d'obtenir un comportement normalisé de la direction quel que soit le véhicule auquel il s'applique, puisqu'à un même couple volant correspondra toujours le même angle de braquage. De plus, et pour la même raison, ce procédé permet d'obtenir une même réponse quelle que soit l'état d'adhérence de la route : la réponse du volant correspondra toujours à la volonté du conducteur et n'est pas dictée par l'état de la route. Enfin, ce procédé permet d'inclure des limitations d'amplitude du volant, à introduire en fonction des circonstances liées à la conduite (dynamique du véhicule, estimation des conditions d'adhérence, etc.). Selon des caractéristiques préférées - les grandeurs critiques mesurées en vue de d'élaboration de l'angle volant de référence sont le couple volant, la vitesse longitudinale (V) du véhicule, ainsi que la vitesse de lacet (V.) et/ou l'accélération transversale (r,) du véhicule - des limitations d'angle volant étant prédéterminées en fonction des mesures de la vitesse longitudinale du véhicule, de la vitesse de lacet et/ou de l'accélération transversale. L'invention concerne également un système de commande de direction de véhicule comportant, pour la mise en rouvre du procédé, des capteurs de mesure des grandeurs critiques du couple volant et de la vitesse longitudinale du véhicule, une unité de calcul qui fournit, à partir des valeurs mesurées et d'un modèle de référence, un angle volant de référence, et un moteur électrique asservi pour fournir une valeur de couple d'assistance au volant à partir d'une valeur de courant de consigne déterminée par asservissement du courant en fonction d'un capteur de mesure d'angle volant. Selon des modes de réalisation particuliers - des capteurs de mesure des grandeurs critiques de vitesse de lacet et d'accélération transversale du véhicule sont couplés à l'unité de calcul de l'angle volant de référence ; - une électronique de puissance est appliquée au moteur à courant continu, l'électronique de puissance déterminant la tension à appliquer aux bornes du moteur à partir des valeurs du courant électrique mesuré et du courant de consigne par l'application d'un sommateur. D'autres avantages et caractéristiques de l'invention apparaîtront à la lecture de la description qui suit, relative à des exemples de réalisation détaillés en référence aux figures annexées, qui représentent respectivement - la figure 1, l'architecture du système de commande de direction selon l'invention ; - la figure 2, l'algorithme de base du procédé de commande selon l'invention, intégrant un modèle de référence d'angle volant, un asservissement de l'angle volant et un asservissement du courant du moteur d'assistance; - la figure 3, un algorithme de modèle de référence d'angle volant ; - la figure 4, des courbes donnant l'allure de la variation de paramètres du modèle de référence en fonction de la vitesse du véhicule ; - la figure 5, une variante de l'algorithme de modèle de référence d'angle volant ; - la figure 6, une variante d'algorithme de modèle de référence d'angle volant, intégrant une estimation d'adhérence ; - les figures 7a à 7c, des courbes donnant l'allure de la variation de paramètres du modèle de référence selon la figure précédente en fonction de la vitesse du véhicule ; - la figure 8, une variante d'algorithme de modèle de référence, intégrant une gestion des situations critiques ; - la figure 9, un algorithme d'asservissement de l'angle volant délivrant un courant de consigne pour le moteur d'assistance ; et - la figure 10, un organigramme d'asservissement du moteur électrique d'assistance de direction selon l'invention. Les exemples de réalisation décrits ci-après concernent une assistance de type DAE mais s'adaptent bien entendu à une assistance de type DED par l'application de moyens qui relèvent directement de la compétence de l'homme de l'art. Par exemple, le moteur électrique dont il est question ci-après applique un couple d'assistance au niveau du volant dans le cas d'une assistance DAE, alors que dans le cas d'une assistance DED le moteur agit sur les roues et un autre moteur restitue sur le volant le couple résistant correspondant. L'architecture du système de commande de direction d'un véhicule automobile selon l'invention, telle qu'illustrée à la figure 1, comporte des capteurs de grandeurs physiques liées aux caractéristiques de conduite du véhicule - les capteurs 1 mesurent les valeurs instantanées de grandeurs dites critiques : le couple volant C" exercé et la vitesse longitudinale V du véhicule ainsi que, en variante, la vitesse de lacet V1 et/ou l'accélération transversale I'tdu véhicule; - les capteurs 2a et 2b mesurent les valeurs instantanées de grandeurs dites de base que sont respectivement l'angle volant O et l'intensité du courant I du moteur d'assistance. Les mesures délivrées par ces capteurs sont transmises à une unité de calcul 3 qui délivre un signal de commande au moteur d'assistance 4, lequel agit sur le volant 5 du véhicule par l'application d'un couple d'assistance. Les grandeurs critiques sont dédiées à l'élaboration en temps réel d'un angle volant de référence. Cet angle est déterminé dans l'unité de calcul 3 en fonction des mesures de ces grandeurs injectées dans un modèle de référence. Par ailleurs, les grandeurs de base sont dédiées à l'asservissement du moteur d'assistance électrique 4 à partir de l'élaboration d'un courant de consigne et du couple d'assistance, déterminés également dans l'unité de calcul 3 à partir d'asservissements décrits ci-dessous. Les asservissements sont réalisés par un algorithme de base mis en oeuvre dans l'unité de calcul de la présente architecture. Cet algorithme se subdivise selon l'invention, et comme schématisé sur la figure 2, en trois blocs algorithmiques - un bloc A dit de modèle de référence, qui élabore à partir des mesures des grandeurs critiques délivrées par les capteurs 1, une valeur d'angle volant de référence Oref par l'application d'algorithmes; - un bloc B dit de consigne courant, qui détermine, en temps réel, la consigne Ire de l'intensité de courant du moteur électrique 4 à partir d'une loi d'asservissement de l'angle volant autour d'une valeur de référence Oref, transmise par le bloc A, et de la mesure de l'angle courant O délivrée par le capteur 2a ; et - un bloc C dit d'asservissement moteur, qui délivre le couple d'assistance Ca à exercer sur le volant 5 par le moteur d'assistance 4, à partir d'une loi d'asservissement du courant moteur autour du courant de consigne Iref fournie par le bloc B et de la mesure en temps réel du courant I du moteur d'assistance, fournie par le capteur 2b. Dans l'exemple de réalisation illustré, les capteurs 1 de mesure de grandeurs critiques sont respectivement - un potentiomètre pour la mesure de l'angle volant O, - un capteur de couple magnétique pour la mesure du couple volant instantané C, , - un module ampèrométrique pour la mesure du courant du moteur I, - un capteur tachymétrique pour la mesure de la vitesse du véhicule V, - un gyromètre pour la mesure de la vitesse de lacet V1 et un accéléromètre pour celle de l'accélération transversale r, du véhicule. De manière générale, à partir des valeurs mesurées par les différents capteurs, le modèle de référence A est apte à résoudre un système d'équations d'évolution active pour fournir une valeur d'angle volant de référence. Des exemples de mise en oeuvre des blocs algorithmiques de modèle de référence A, de consigne courant B, et d'asservissement moteur C de l'algorithme de base sont décrits ci-après. Un exemple de base de modèle de référence A, qui délivre les valeurs d'angle de référence Oref à partir des grandeurs critiques, est illustré par l'algorithme de la figure 3. En référence à cette figure, le modèle de base repose à l'étape 10 sur une sommation de termes pris positivement ou négativement suivant les signes (+) ou (-) indiqués, ces termes étant la mesure du couple volant et des valeurs de trois paramètres, à savoir - la valeur idéale du couple de réaction remontant du sol Ce par l'intermédiaire des pneumatiques, cette valeur étant déterminée à l'étape 11 à partir de la mesure de la vitesse longitudinale V et d'une valeur de vitesse de référence intermédiaire du volant, Oï, cette vitesse intermédiaire étant obtenue en cours de détermination de Gref par le modèle ; et - les valeurs de coefficients de frottements ,, environ 0,25 N.m, et de frottements visqueux K", secs C. comprises ici entre 0,6 et 1 N.m.s/rd; ces coefficients règlent respectivement la valeur minimale du couple volant pour laquelle l'angle de référence n'est pas nul (seuil de glissement), et le seuil de stabilisation de l'angle volant en oscillations du modèle de référence, en particulier le (c pendulage du volant autour d'une position centrale. Ces coefficients sont associés à la vitesse de référence intermédiaire É)ï comme décrit ci- après. En sortie de la sommation 10, il est procédé aux étapes successives suivantes pour aboutir à la détermination des valeurs de l'angle volant de référence Oref - une étape inertielle 12 par application d'un coefficient 1/J, J représentant une inertie volant, d'un ordre de grandeur d'environ 0,03 kg.mz; une variation de J permet d'agir sur le temps de réponse de l'angle volant par rapport au couple volant ; - deux étapes d'intégration 13 et 14, et - une étape d'amplification 15 par un gain d'assistance G variable en fonction de la vitesse longitudinale V du véhicule, G variant par exemple entre 0,5 et 3. En sortie de première intégration 13, la valeur de vitesse de référence intermédiaire du volant Oï est d'une part injectée dans le bloc 11 de détermination du couple de réaction Ce, et d'autre part associée de la façon suivante aux coefficients Cg et K,, pour contribuer à l'itération des valeurs à sommer à l'étape 10 - application de la fonction signe (c sgn 16 de O; sur le coefficient de frottements secs Cs, ce terme étant affecté par le sens de variation de l'angle volant de référence et donc par le signe de la vitesse de référence intermédiaire O;; - la constante de frottement visqueux K" représente le gain de la vitesse de référence intermédiaire O;. Plus généralement, le modèle de référence de base permet de résoudre le système d'équations suivant, qui représente l'état d'évolution mécanique du système J(V).oi = C, - K# (V). (D Ce Ce =-Kr(V).Oï(1-Ce /Cemax('l)Y 0 ref Outre les paramètres dits actifs J, C,, K", Ce, Cs, et G déjà définis, la relation (2) fait intervenir la constante de raideur de direction, Kr, comprise ici entre 0,7 et 3 N.m/rd et qui génère le couple de réaction (au sol) Ce, ainsi qu'un terme de dépendance à la valeur maximale adaptable du couple de réaction, Cemax, variant ici entre 5 et 15 N.m. L'exposant y, pris ici égal à 0,9, est un facteur de forme de réglage de passage entre un comportement de type raideur pure (comportement élastique) et un comportement de type raideur saturée (comportement de type Coulomb ). Dans l'exemple de modèle illustré, la relation (1) est établie à l'étape 10, l'élément de calcul 11 détermine la valeur du couple de réaction (au sol) Ce suivant la relation (2) par des moyens de calcul connus, et la relation (3) est mise en aeuvre par la succession des étapes 12 à 15. Les paramètres du système d'évolution active, à savoir J, G, K", Kr, Cg, y, Cemax, sont mémorisés en fonction de la vitesse longitudinale du véhicule V. Les variations mises en oeuvre permettent de définir un type de prestation, en particulier de ressenti volant souhaité, c'est-à-dire de la sensation résultant du contact avec le volant en liaison avec l'assistance fournie. Dans l'exemple de réalisation, un choix de variation est représenté à la figure 4 pour certains de ces paramètres en fonction de la vitesse longitudinale V, les autres, K" et y, étant pris constants pour simplifier. L'allure des graphes correspondant aux fonctions J (V) , Cemax (V) , Cs (V) est du même type et comprend deux plateaux P1 et P2, respectivement pour les vitesses inférieures et pour les vitesses supérieures, reliés par un front linéaire croissant F1 pour les vitesses intermédiaires. En ce qui concerne le paramètre d'inertie J, le type de variation utilisé permet d'agir de manière appropriée sur le temps de réponse de l'angle volant O par rapport à la valeur du couple volant Le coefficient de frottements secs Cs permet en particulier de s'affranchir des problèmes de biais sur la mesure du couple. A vitesse V élevée, les valeurs plus élevées de CS permettent de durcir la direction du véhicule et donc d'assurer une stabilité de cap. La forte dépendance du couple maximal de réaction de la direction Cemax avec la vitesse V du véhicule permet d'obtenir une grande amplitude de variation du couple résistant Ce. La constante de raideur de direction Kr génère, plus précisément, la résistance due aux efforts transversaux s'appliquant aux pneumatiques. Comme représenté sur la figure 4, à l'arrêt et à basses vitesses, la constante de raideur Kr reste d'abord de niveau très faible (partie Km du graphe), de manière à générer une résistance minimale aux manaeuvres, c'est-à- dire sans retour volant ou avec un rappel volant adapté, pour éliminer tout problème de collage. A vitesses moyennes et élevées, les valeurs plus élevées de la constante de raideur Kr (partie K,,), qui suivent celles d'une partie transitoire (partie K.r), durcissent la direction et assurent ainsi une stabilité de cap. Quant au gain d'assistance G appliqué à l'angle volant de référence intermédiaire Gi pour régler la valeur de l'angle volant de référence finale Oref, il décroît selon l'exemple de graphe illustré à la figure 4 : à basse vitesse, le graphe présente un plateau P3 de niveau élevé, induisant des angles de braquage importants à partir d'un couple de volant raisonnable, le gain G étant alors supérieur à 1. Pour les vitesses plus élevées, le gain G diminue linéairement (front intermédiaire F2) de façon à réduire l'assistance avec la vitesse et donc augmenter sensiblement la fermeté de la direction à grande vitesse. Les autres paramètres, 1e facteur de forme et la constante de frottement visqueux K" sont pris constants dans cet exemple, respectivement égaux à y 0,9 et 0,7 Nms/rad. Afin de prendre en compte des grandeurs critiques liées à la dynamique du véhicule, telle que la vitesse de lacet V1 et/ou l'accélération transversale I'_ , les paramètres actifs du modèle de référence J, Ce, Cs, K_, Cemax, y et G, sont rendus dépendants non seulement de la vitesse longitudinale V du véhicule, mais également de grandeurs liées à la dynamique du véhicule. La variation des paramètres en fonction de V1 et F't peut se faire par l'intermédiaire d'une estimation de la vitesse de dérive au centre de gravité du véhicule. Pour tenir compte plus particulièrement de la dynamique de la réaction au sol, des paramètres dits dynamiques liés aux dynamiques en torsion et en dérive des pneumatiques sont introduits dans un mode particulier de réalisation du modèle de référence de base. La prise en compte de couples de réaction en torsion et en dérive dans le modèle de référence, permet de régler avec précision les caractéristiques souhaitées pour la direction, en particulier, celles du ressenti volant. Selon l'exemple illustré par l'algorithme représenté en figure 5, ces paramètres dynamiques sont introduits au niveau de la modélisation du couple de réaction Ce. Dans ce mode particulier, les éléments identiques aux éléments du modèle de base de la figure 4 sont désignés avec les mêmes signes de référence. L'élément de détermination du couple de réaction, référencé 11 sur la figure 3, est remplacé par deux éléments de calcul 19 et 20, l'élément 19 pour un couple de réaction dû à la torsion des pneumatiques, Cr,, et l'élément 20 pour un couple de réaction dû à la dérive des pneumatiques, Cr,. Les valeurs des couples de réaction dynamique sont ensuite sommées à l'étape 21, afin de former un couple de réaction Ce@, à transmettre à l'étape 10 de manière semblable au modèle de base. Les valeurs des couples de réaction dynamique de torsion et de dérive, Cri et Cr,, sont déterminées en fonction de la vitesse longitudinale V du véhicule, de l'angle volant de référence intermédiaire 0ï, livré à l'étape 14, et de la vitesse de référence intermédiaire O; déterminée à l'étape d'intégration 13. Selon l'exemple de réalisation, les couples Cri et Cr, sont alors calculés au niveau des éléments 19 et 20 par intégration des équations différentielles suivantes, définissant l'état d'évolution mécanique du système, en faisant intervenir des paramètres de dynamique de réaction au sol L'intégration des équations différentielles (4) et (5) de l'état d'évolution du système est effectuée conformément à des algorithmes adaptés. De tels algorithmes relèvent de la compétence de l'homme du métier. Outre la vitesse de rotation des roues du véhicule clé, apparaissent dans ces équations les paramètres de dynamique de réaction au sol, à savoir : Krp qui désigne la constante de raideur des pneumatiques, L une longueur caractéristique liée à la relaxation naturelle de la torsion du pneumatique, et Cr,axl et Cr,a,z comme paramètres de limitation en amplitude de, respectivement, Cri et de CrZ. Les paramètres introduits dans la détermination des couples de réaction dus à la torsion et à la dérive, à savoir Krp, L, Cr..., et Crmax2, correspondent à des phénomènes physiques réels et se déduisent donc directement d'un comportement donné de la direction d'un véhicule de référence. La variation de ces paramètres représente autant de degrés de liberté supplémentaires à ajuster lors des réglages de mise au point de la direction. Ainsi, selon des modes plus particuliers de réalisation, les paramètres de dynamique de réaction au sol introduits dans les équations (4) et (5), à savoir K,p, Crmax, et Crmax2. sont rendus dépendants de la vitesse longitudinale V du véhicule, de la vitesse de lacet V1 et/ou de l'accélération transversale I't en vertu de lois de variation connues et facilement accessibles pour l'homme de l'art. Les couples de réaction au sol introduits dans ce modèle n'interviennent pas de la même façon selon la vitesse du véhicule - à vitesse peu élevée, par exemple entre 0 et 10 km/h, le terme Lco, qui reproduit la relaxation naturelle de la torsion du pneumatique en fonction de la distance, fait varier continûment l'assistance au braquage en fonction de la vitesse du véhicule. Ainsi, les accélérations ou décélérations importantes n'entraînent pas de ressenti volant irrégulier ; - lorsque la vitesse du véhicule augmente, le couple de réaction due à la torsion tend vers 0 et celui due à la dérive du pneumatique est alors prépondérant. Enfin, le terme introduit une saturation d'hystérésis qui ne fait plus dépendre linéairement la résistance au volant de l'angle volant pour des braquages importants, sans que le ressenti volant ne soit affecter lors d'une inversion de signe de la vitesse volant de référence O;, provoquée par une inversion du couple exercé sur le volant. Selon une variante de mise en reuvre, les modèles de référence tiennent compte de l'état d'adhérence de la route. Cette prise en compte permet d'éliminer la perception irréaliste qui résulte d'un ressenti identique d'une direction assistée lorsque le sol est peu adhérent et lorsqu'il est très adhérent. A cette fin, l'état d'adhérence est pris en charge par une estimation du coefficient d'adhérence du contact pneumatique sur sol. Dans l'exemple illustré par l'algorithme du modèle de référence représenté à la figure 6, l'estimation du coefficient d'adhérence u est fournie à l'étape 22 par le système ABS du véhicule. Cette information est filtrée en passe-bas à l'étape 23, afin d'éviter toute variation brusque de cette estimation et du comportement de la direction qui en résulterait. Le filtrage est assuré par un filtre passe-bas du premier ordre dans cet exemple de réalisation. Les paramètres actifs et dynamiques des modèles de référence précédents sont alors lus à l'étape 24 dans des tables de valeurs prédéterminées en fonction des valeurs de la vitesse du véhicule V et de l'estimation d'adhérence u, ainsi qu'en fonction de la vitesse de lacet V1 et/ou de l'accélération transversale dans le cas où ces grandeurs sont optionnellement prises en compte. La lecture est réalisée selon une cadence d'échantillonnage égale à 100 Hz. Les valeurs des paramètres du modèle, ainsi que la mesure du couple volant C, sont alors transmises à l'étape 25 de détermination de l'angle volant de référence 0, obtenu par la mise en #uvre du modèle de référence utilisé (correspondant au bloc A de la figure 2). Les paramètres K", K= C9 et Ce,ax peuvent varier en fonction de la vitesse V du véhicule et du coefficient d'adhérence u. Les autres paramètres du modèle, G, J et Y ne sont pas variables en fonction de p, mais seulement en fonction de la vitesse V du véhicule, comme représenté par exemple en figure 4. Ainsi, seuls les paramètres qui caractérisent le couple de réaction remontant du sol Ce, K", Kr et C9 sont affectés par une variation d'adhérence. Des exemples d'allure de variations de ces paramètres sont respectivement représentés aux figures 7a à 7c. Comme représenté, le paramètre K" (figure 7a) est pris constant vis-à-vis de la vitesse du véhicule V et varie de façon croissante avec le coefficient d'adhérence u. Les paramètres Kr, Cs et Ce.,a, varient de façon croissante en fonction de la vitesse V et du coefficient u, en présentant des plateaux pour les petites et grandes vitesses (figure 7b et 7c). Selon un mode particulier du modèle de référence précédent, une gestion des situations critiques de perte de contrôle du véhicule est intégrée, par exemple en cas de tête à queue. Une telle gestion des situations critiques est obtenue selon l'invention en "durcissant" la direction lorsqu'une situation de perte de contrôle est détectée. Une telle détection est réalisée par tout moyen connu, par exemple par un système de type VDC (initiales de Dynamique Contrôle du Véhicule). Le VDC agit classiquement lorsqu'une situation critique est détectée en générant un moment de lacet en freinage asymétrique des roues en accord avec le système d'antiblocage ABS. Selon ce mode de réalisation particulier, un changement de modèle de référence est effectué lorsque le VDC se déclenche - avant que le système VDC ne soit rendu actif, le modèle de référence prend en compte l'adhérence de la route et, lorsque celle-ci est réduite, rend la direction plus souple, comme proposé dans l'algorithme du mode de réalisation précédent ; alors que, - lorsque le système VDC est rendu actif, la direction est durcie pour éviter des consignes d'angle volant qui rendraient le véhicule instable, ou donnerait au véhicule une trajectoire difficilement contrôlable. Un exemple d'algorithme est présenté à la figure 8. Une commutation 26 permet de passer de la lecture des paramètres en situation standard à l'étape 27, à savoir à partir de l'estimation d'adhérence u et de la vitesse de véhicule V, à la lecture des paramètres en situation critique à l'étape 28, à savoir à partir de la vitesse de lacet V1, de l'accélération transversale I',, et de la vitesse V du véhicule. La commutation est déclenchée lorsque le système VDC passe de l'état inactif à l'état actif à l'étape 30. Lorsque la commutation 26 est en position d'intégration des paramètres en situation critique dans le modèle de référence à l'étape 31 (correspondant au bloc A de la figure 2), le modèle durcit la direction par une prise en compte d'une raideur plus importante, en passant dans l'exemple de réalisation de Kr à Inf{(Kr + 1), 3}, Inf{} désignant la valeur inférieure à prendre entre les valeurs indiquées entre accolades. L'exemple de gestion illustré limite toute variation brutale des paramètres du modèle de référence par filtrage passe-bas à l'étape 32, en sortie de l'application du modèle de référence qui fournit, comme décrit précédemment,. la valeur de l'angle volant de référence Oref à partir de la mesure du couple volant C". Dans cet exemple, l'étape de lecture des paramètres en situation standard correspond à l'étape 24 du modèle de référence précédent prenant en compte une estimation d'adhérence, et la lecture des paramètres en situation critique à l'étape 28 représente une lecture de la cartographie des valeurs de ces paramètres. Le système VDC, qui génère un moment de lacet par freinage asymétrique des roues lorsqu'une situation critique est détectée, asservit la vitesse de lacet réelle du véhicule autour d'une vitesse de référence calculée à partir de l'angle volant mesuré. L'angle volant étant alors asservi à une valeur de référence corrigée, le conducteur reste maître des consignes en angle volant qu'il impose. En ce qui concerne l'algorithme de consigne courant à appliquer au moteur d'assistance (bloc B de l'algorithme de base de la figure 2), un exemple de loi de commande de ce courant qui asservit l'angle de volant autour de l'angle volant de référence est maintenant décrit en référence à la figure 9. Dans cet exemple, la détermination du courant de consigne Iref est effectuée par un dispositif de contrôle de type PID ("Proportionnel Intégral Dérivé"). La valeur du courant de consigne est alors obtenue à l'étape de sommation 33 à partir de trois termes: - un terme directement proportionnel à la différence 0, effectuée à l'étape 34, entre l'angle volant mesuré O" et l'angle volant de référence Oref, avec un gain Kp appliqué à l'étape 35 ; - un terme proportionnel à l'intégrale de cette différence A, déterminée à l'étape 36 ; et - un terme proportionnel à la dérivée de cette même différence, déterminé à l'étape 37, ce terme dérivé étant calculé par l'intermédiaire d'un filtre du premier ordre, de constante de temps Td. A l'étape de saturation 38, le courant de consigne déterminé est limité en amplitude entre deux valeurs saturantes -IWax et + ImaX. Cet exemple d'algorithme traduit la détermination du courant de consigne I,, à partir de l'équation d'état suivante dans laquelle s représente la variable de Laplace et K:, KP et Kd les constantes de proportion, déterminées hors ligne. En variante, un terme supplémentaire est introduit dans la loi de commande, au niveau de la sommation à l'étape 33. Ce terme, proportionnel à la dérivée du couple volant C", permet de gommer un ressenti volant irrégulier autour d'une position volant stable, lorsque l'angle de rotation du volant évolue autour d'un angle fixe, par exemple en ligne droite. Ce terme dérivé supplémentaire est quantifié sous la forme dans laquelle T'd est la constante de temps de la dérivée filtrée déterminée à l'étape 39, et K," une constante de gain appliquée à l'étape 40 et déterminée en ligne. Ce terme donne à la régulation un gain en dynamique et permet d'être plus proche de la volonté du conducteur en temps réel. Enfin, un exemple d'algorithme d'asservissement du moteur d'assistance (bloc C de la figure 2) par la détermination du couple d'assistance à partir du courant de consigne et du courant mesuré est illustré par l'organigramme de la figure 10. Dans cet exemple, l'asservissement du courant électrique autour du courant de consigne, ce dernier étant déterminé selon l'algorithme précédent, est réalisé à l'aide d'un régulateur numérique de type RST, où R, S et T sont des polynômes de la variable de Laplace. Ces polynômes sont calculés hors ligne en fonction des caractéristiques du moteur électrique utilisé. L'électronique de puissance 41, appliquée au moteur â courant continu 4 utilisé, est alimentée en valeur de PWM (Power Wave modulation, c'est-à-dire puissance avec modulation en dénomination anglo-saxonne). Cette électronique de puissance détermine la tension U à appliquer aux bornes du moteur 4 à partir des valeurs du courant électrique I mesuré et du courant de consigne Iref, par l'application d'un sommateur 54, après application des polynômes T, R et 1/S. Le courant électrique I est mesuré à l'aide du capteur de courant 2b. L'invention n'est pas limitée aux exemples décrits et représentés. En particulier, quelle que soit le type d'assistance, l'angle volant de référence peut être déterminé, en temps réel, à partir d'un modèle de référence dynamique et modulable par la prise en compte de paramètres complémentaires et une adaptation de sa structure, ce qui permet d'agir directement sur le type de comportement de la direction en fonction des circonstances (adhérence variable des pneumatiques par temps sec et pluvieux, situations critiques, etc ). Ces paramètres complémentaires pouvant être le niveau d'assistance pour une vitesse donnée, la vitesse de retour volant et l'angle résiduel de retour volant. De plus, des limitations d'amplitude du volant peuvent être introduites en fonction des conditions liées à la conduite. REVENDICATIONS 1. Procédé de commande d'assistance de direction électrique pour véhicule automobile comportant notamment un volant orientant le véhicule selon une direction et une paire de roues guidant le véhicule dans la direction définie par un angle de volant, dit angle volant (O), appliqué par un couple exercé sur le volant, dit couple volant (Cj, assisté par un couple exercé par des moyens électriques d'assistance (4), dit couple d'assistance (Ca), lequel procédé est caractérisé en ce qu'il comporte les étapes de détermination d'un angle volant de référence (Oref) selon un modèle de référence (A, 25, 31) à partir des mesures courantes des grandeurs critiques de couple volant (CJ et de vitesse longitudinale du véhicule (V), de détermination d'un courant de consigne (Ire') à appliquer aux moyens électriques d'assistance (4) par comparaison entre l'angle volant mesuré (O) et l'angle de référence (Oref) et asservissement de l'angle volant autour de cet angle de référence, puis de détermination du couple d'assistance (Ca) à appliquer au volant à partir d'une comparaison entre le courant de consigne (Izef) et le courant mesuré (I) et asservissement du courant autour du courant de consigne. 2. Procédé de commande selon la revendication précédente, dans lequel les grandeurs critiques mesurées en vue de d'élaboration de l'angle volant de référence sont le couple volant (Cj, la vitesse longitudinale (V) du véhicule, ainsi que la vitesse de lacet (V1) et/ou l'accélération transversale (FL) du véhicule, des limitations d'angle volant étant prédéterminées en fonction des mesures de la vitesse longitudinale du véhicule, de la vitesse de lacet et/ou de l'accélération transversale. 3. Procédé de commande selon l'une des revendications précédentes, dans lequel les asservissements sont réalisés par un algorithme de base qui se subdivise en trois blocs couplés, un bloc (A) de modèle de référence, qui élabore à partir de mesures des grandeurs critiques une valeur d'angle volant de référence (Oref), un bloc (B) de consigne courant, qui détermine, en temps réel, la consigne (Iref) de l'intensité de courant du moteur électrique (4) à partir d'une loi d'asservissement de l'angle volant autour d'une valeur de référence (or.,) transmise par le bloc (A), et de la mesure de l'angle courant O délivrée par le capteur 2a, et un bloc (C) d'asservissement moteur, qui délivre le couple d'assistance (Ca) à exercer sur le volant (5) par le moteur d'assistance (4), à partir d'une loi d'asservissement du courant moteur autour du courant de consigne (Iref) fournie par le bloc (B) et de la mesure en temps réel du courant (I) du moteur d'assistance. 4. Procédé de commande selon la revendication 3, dans lequel le modèle de référence est un modèle de base qui repose sur une étape (10) de sommation de termes comprenant la mesure du couple volant (C") et des valeurs d'au moins trois paramètres actifs, un couple de réaction remontant du sol (Ce) dont la valeur est déterminée à partir de la mesure de la vitesse longitudinale (V) et d'une valeur de vitesse de référence intermédiaire du volant (E)J, et des coefficients de frottements secs (C$) et de frottements visqueux (K"), ces coefficients réglant respectivement le seuil de glissement et le seuil de stabilisation de l'angle volant en oscillations, et les paramètres actifs décrivant un système d'évolution active. 5. Procédé de commande selon la revendication 4, dans lequel la détermination de la consigne courant (bloc B), à appliquer au moteur d'assistance qui asservit l'angle de volant (O") autour de l'angle volant de référence (Oref)i est effectuée par un dispositif de contrôle de type PID par sommation de trois termes: - un terme directement proportionnel à la différence A entre l'angle volant mesuré (O.) et l'angle volant de référence (Oref) avec un gain (Kp) ; - un terme proportionnel à une intégrale de A; et - un terme proportionnel à la dérivée filtrée de A. 6. Procédé de commande selon la revendication 5, dans lequel le courant de consigne (Iref) est limité en amplitude entre deux valeurs saturantes (-41x1 + ,a,)' 7. Procédé de commande selon l'une des revendications 5 ou 6, un terme supplémentaire est introduit dans la sommation, proportionnellement à une dérivée filtrée du couple volant (C"), pour gommer un ressenti volant irrégulier autour d'une position volant stable, lorsque l'angle de rotation du volant évolue autour d'un angle fixe. 8. Procédé de commande selon la revendication 4, dans lequel l'asservissement du courant du moteur d'assistance (bloc C) autour du courant de consigne fournit une valeur de couple d'assistance à partir d'une comparaison entre le courant mesuré et le courant de consigne, ce dernier étant déterminé selon l'algorithme précédent, et dans lequel l'asservissement du courant est réalisé à l'aide d'un régulateur numérique de type RST, les polynômes RST étant calculés hors ligne en fonction des caractéristiques du moteur électrique utilisé. 9. Système de commande de direction de véhicule, pour la mise en aeuvre du procédé selon l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce qu'il comporte des capteurs de mesure (1) des grandeurs critiques du couple volant (CV) et de la vitesse longitudinale du véhicule (V), une unité de calcul (3) qui fournit, à partir. des valeurs mesurées et d'un modèle de référence (A), un angle volant de référence (Oref), et un moteur électrique (4) asservi (bloc C) pour fournir une valeur de couple d'assistance au volant (5) à partir d'une valeur de courant de consigne déterminée par asservissement (B) du courant en fonction d'un capteur de mesure d'angle volant. 10. Système de commande selon la revendication 9, dans lequel des capteurs de mesure (1) des grandeurs critiques de vitesse de lacet (V1) et d'accélération transversale (I':) du véhicule sont couplées à l'unité de calcul (3) de l'angle volant de référence ( bref ) 11. Système de commande selon la revendication 9, dans lequel les capteurs de mesure des grandeurs physiques liées aux caractéristiques de conduite du véhicule comprennent des capteurs (1) qui mesurent les valeurs instantanées des grandeurs dites critiques de couple volant exercé (C.,) et la vitesse longitudinale (V) du véhicule, ainsi que la vitesse de lacet (V1) et/ou l'accélération transversale (I'C) du véhicule, et des capteurs (2a, 2b) qui mesurent les valeurs instantanées de grandeurs dites de base que sont respectivement l'angle volant (O) et l'intensité du courant (I) du moteur d'assistance, les mesures délivrées par ces capteurs (1, 2a, 2b) étant transmises à l'unité de calcul (3) qui délivre un signal de commande au moteur d'assistance (4), lequel agit sur le volant (5) du véhicule par l'application du couple d'assistance. 12. Système de commande selon la revendication 11, dans lequel les grandeurs critiques sont dédiées à l'élaboration en temps réel d'un angle volant de référence, cet angle étant déterminé dans l'unité de calcul (3) en fonction des mesures de ces grandeurs injectées dans un modèle de référence, et les grandeurs de base sont dédiées à l'asservissement du moteur d'assistance électrique (4) à partir de l'élaboration du courant de consigne et du couple d'assistance dans l'unité de calcul (3) à partir d'algorithmes d'asservissement. 13. Système de commande selon la revendication 12, dans lequel une électronique de puissance (51) est appliquée au moteur à courant continu (5), l'électronique de puissance déterminant la tension (U) à appliquer aux bornes du moteur (5) à partir des valeurs du courant électrique (I) mesuré et du courant de consigne (Cj par l'application d'un sommateur (54).