Brevet FR3160460A1 — publié le 20250926

Procédé de mesure et capteur gyroscopique s La présente invention concerne un capteur (10) comprenant un boîtier (12) et un élément vibrant (15) apte à vibrer relativement au boîtier (12), comprenant : une initialisation (410), pour fournir une amplitude pilote (x max ), une amplitude de détection (y max ), une commande d’ajustement (T th ) de signature spectrale prédéterminée, et une vitesse angulaire de calibration (Ω cal ) ; une calibration (420), comprenant l’asservissement à l’amplitude pilote et à l’amplitude de détection des vibrations de l’élément vibrant (15) suivant la direction (x) du mode pilote et la direction (y) du mode de détection, et simultanément l’exercice d’une première force stable (F y,phase,supp app ) configurée pour ne pas perturber la mesure du capteur (10) à partir de la commande d’ajustement (T th ), ainsi que l’exercice d’une deuxième force (F y,quad app ) déterminée sur la base de la signature spectrale de la commande d’ajustement pour provoquer une rotation de la direction du mode pilote, une vitesse angulaire instantanée (Ω(t)) du boîtier (12) étant imposée égale à la vitesse angulaire de calibration (Ω cal ), et la détermination d’une vitesse angulaire de référence (Ω ref ) ; une acquisition (430), analogue à la calibration mais avec une vitesse angulaire instantanée (Ω(t)) libre ; une détermination (440) d’une vitesse angulaire instantanée mesurée (Ω mes (t)). Figure pour l'abrégé : 3 Procédé de mesure et capteur gyroscopiques La présente invention concerne un procédé de mesure gyroscopique. L’invention concerne aussi un capteur gyroscopique pour la mise en œuvre du procédé de mesure gyroscopique, ainsi qu’un programme d’ordinateur comprenant des instructions qui conduisent le capteur à exécuter l’étape de détermination de la vitesse angulaire instantanée du capteur gyroscopique de ce procédé. Un capteur gyroscopique à effet Coriolis (en anglais « Coriolis Vibratory Gyroscope », CVG) permet de mesurer la composante suivant un axe, appelé axe de sensibilité, d’un vecteur vitesse de rotation instantané d’un référentiel lié à un boîtier du capteur par rapport à un référentiel inertiel. Le CVG comprend pour cela un élément vibrant du capteur, apte à vibrer par rapport au boîtier. La mesure est effectuée grâce aux effets de la force inertielle de Coriolis qui s’exerce sur l’élément vibrant. L’élément vibrant d’un CVG est apte à vibrer suivant deux directions de vibration coplanaires, appelées direction du mode pilote et direction du mode de détection, le travail de la force de Coriolis permettant un transfert d’énergie mécanique entre les deux directions. L’axe de sensibilité du CVG est orthogonal au plan des directions du mode pilote et du mode de détection. Pour les mesures, l’élément vibrant est excité suivant la direction du mode pilote à sa fréquence de résonance par le système d'excitation. L’amplitude des vibrations suivant le mode pilote est maintenue constante au moyen d’un système d’asservissement de la tension appliquée au système d'excitation. Les éventuelles variations de la fréquence de résonance, notamment liées à des variations de la température de l’élément vibrant, sont suivies au moyen d’un système d’asservissement de la fréquence. Si la composante suivant l’axe de sensibilité du vecteur vitesse de rotation instantané du boîtier par rapport à un référentiel inertiel est non nulle, le déplacement de l’élément vibrant suivant la direction du mode pilote engendre une force de Coriolis. Cette force excite l’élément vibrant suivant la direction du mode détection, à une amplitude qui est proportionnelle à la composante suivant l’axe de sensibilité du vecteur vitesse de rotation instantanée. Un CVG peut fonctionner suivant deux modes : le mode gyroscope et le mode gyromètre. En mode gyroscope, la position de la direction du mode pilote dans le plan de vibration est libre. On déduit alors la vitesse de rotation instantanée à mesurer de la position angulaire du plan de vibration de l’élément vibrant dans le référentiel lié au boîtier. En mode gyromètre, la direction du mode pilote dans le plan de vibration est asservie par l’envoi d’une commande électronique et on déduit la vitesse de rotation instantanée à mesurer de la force à exercer pour asservir cette direction. Que le CVG soit utilisé en mode gyroscope ou en mode gyromètre, les mesures sont entachées d’erreurs intrinsèques liées aux défauts du CVG. Parmi ces défauts, on peut citer les anisotropies de raideur ou d’amortissement de l’élément vibrant, les défauts de l’électronique de commande de l’excitation ou de l’électronique de détection de la position de l’élément vibrant, les défauts de la tension électrique de référence pour l’excitation, etc. Parmi ces erreurs, certaines sont dites harmoniques car elles sont proportionnelles à des fonctions cosinus ou sinus d’un angle multiple pair de l’angle caractérisant la direction du mode pilote dans le référentiel lié au boîtier. US 6 598 455 décrit un procédé de mesures gyroscopiques dans lequel la position géométrique de vibration du gyroscope est modifiée volontairement par des moyens électrostatiques au cours du temps, afin d’améliorer la calibration du gyroscope. US 7 093 370 décrit par ailleurs un gyromètre MEMS dans lequel une vitesse angulaire est volontairement imposée au capteur par des moyens mécaniques, le sens de la rotation du capteur étant périodiquement alterné dans le but de réduire les erreurs de mesure et notamment les erreurs de facteurs d’échelle du gyromètre. FR 2937414 décrit un gyroscope vibrant qui combine les principes des brevets US 6 598 455 en injectant un signal électronique pour faire tourner l’onde de vibration et US 7 093 370 en imposant une rotation électrique périodiquement alternée permettant de minimiser les erreurs harmoniques. Le signal de commande est adapté pour faire tourner la position géométrique de vibration du gyroscope dans un premier sens pendant une partie de la période du signal de commande selon un premier profil de vitesse, puis dans un sens opposé selon un second profil de vitesse. Le gyroscope vibrant fournit alors un signal corrigé qui est basé sur la différence entre le signal de mesure et le signal de commande. Toutefois, du fait des erreurs qui entachent la chaîne de conversion du signal de commande en force électrostatique, la force réellement appliquée sur l’élément vibrant du gyroscope pour obtenir sa rotation alternée est différente de la force qui devrait en théorie être obtenue à partir du signal de commande. Si les erreurs de la chaîne de conversion sont parfaitement stables dans le temps, l’erreur commise sur la mesure d’angle peut être nulle sur une période caractéristique des variations du signal de commande. Toutefois, cela est très peu probable, car les sources d’erreurs sont nombreuses et de natures différentes. On peut notamment citer les erreurs de détection des peignes de détection, les erreurs d’excitation des peignes d’excitation ainsi que les instabilités de la tension de référence utilisée pour le fonctionnement de ces peignes, et les erreurs des cartes électroniques qui coordonnent la mise en œuvre du procédé de mesure gyroscopique. Au final, dans la plupart des situations, la valeur moyenne de l’erreur commise n’est pas nulle sur une période de la rotation alternée de la position du capteur. Par ailleurs pendant l’aller-retour de l’onde, les erreurs angulaires du capteur sont d’autant plus grandes que les défauts cités précédemment sont importants. Un tel dispositif réduit l’impact des défauts sur la mesure sans toutefois permettre d’évaluer l’erreur de mesure liée à ces défauts. En outre, le signal de commande utilisé dans FR 2937414 doit permettre de revenir à la même position angulaire entre le début et la fin de la période de commande. Dans les cas où le gyroscope est en mouvement dans le référentiel inertiel et non pas au repos, un tel signal ne permettra pas d’avoir en même temps un signal de commande à moyenne nulle et de revenir à la même position angulaire. Un but de l’invention est alors de proposer un procédé de mesure gyroscopique dans lequel une rotation alternée des directions des mode pilote et de détection du capteur gyroscopique est commandée, et dans lequel les erreurs de mesure, notamment l’erreur de facteur d’échelle, sont réduites. A cet effet, l’invention a pour objet un procédé de mesure gyroscopique au moyen d’un capteur comprenant un boîtier et un élément vibrant apte à vibrer relativement au boîtier dans un plan de vibration simultanément suivant une direction d’un mode pilote et suivant une direction d’un mode détection différente de la direction du mode pilote, le procédé comprenant les étapes suivantes de : - initialisation, au cours de laquelle on fournit une amplitude pilote, une amplitude de détection, une commande d’ajustement dont une signature spectrale est prédéterminée, et une vitesse angulaire de calibration; - calibration, comprenant : i) l’asservissement à l’amplitude pilote d’une première amplitude de vibrations en régime sinusoïdal forcé de l’élément vibrant suivant la direction (x) du mode pilote, ii) simultanément, l’exercice d’une première force stable sur l’élément vibrant configurée pour ne pas perturber la mesure du capteur à partir de la commande d’ajustement, et l’asservissement à l’amplitude de détection d’une deuxième amplitude de vibrations de l’élément vibrant suivant la direction du mode de détection ; iii) simultanément, l’exercice d’une deuxième force sur l’élément vibrant, suivant la direction du mode de détection et en quadrature de phase avec la première force, la deuxième force étant déterminée sur la base d’une troisième force qui estime la force réellement exercée pour asservir la deuxième amplitude et de la signature spectrale de la commande d’ajustement et configurée pour provoquer une rotation de la direction du mode pilote relativement au boîtier, une vitesse angulaire instantanée du boîtier par rapport à un axe sensible étant imposée et égale à la vitesse angulaire de calibration pendant i), ii) et iii) ; iv) la détermination d’une vitesse angulaire de référence à partir de la vitesse angulaire de calibration et de mesures des vibrations de l’élément vibrant pendant iii) ; - acquisition, comprenant i), ii) iii) de la calibration avec une vitesse angulaire instantanée libre ; - détermination d’une vitesse angulaire instantanée mesurée du boîtier par rapport à l’axe sensible à partir de mesures des vibrations de l’élément vibrant pendant l’acquisition et de la vitesse angulaire de référence . Dans le procédé selon l’invention, une commande d’ajustement est utilisée pour appliquer à l’élément vibrant une première force suivant la direction du mode de détection, en phase avec les vibrations suivant le mode pilote. L’asservissement de l’amplitude des vibrations suivant le mode de détection est fait en présence de la première force et permet au deuxième module de détermination d’estimer implicitement la première force. La première force est stable et configurée pour ne pas perturber la mesure effectuée par le capteur. Une deuxième force est alors exercée à partir de cet estimateur, en quadrature avec la première force suivant la direction du mode de détection du capteur. Ce mode d’obtention de la deuxième force permet une bonne stabilité de la deuxième force. La deuxième force est, comme dans l’art antérieur, commandée pour provoquer une rotation supplémentaire des directions du mode pilote et du mode de détection, en sus de la rotation liée à la force de Coriolis afin de réduire les erreurs harmoniques du capteur. L’étape de calibration permet de déterminer une vitesse angulaire de référence à partir de laquelle la vitesse angulaire mesurée sera ultérieurement déterminée sans qu’une valeur explicite de la deuxième force ne soit à aucun moment utilisée, et ce grâce au mode d’obtention particulier et stable de la deuxième force. Contrairement au brevet FR 2937414, la mesure se déduit du signal de mesure non pas en supprimant un signal injecté qui est censé reconstituer une force de précession mais en supprimant une commande de précession qui résulte de de la projection d’une force obtenue à travers les asservissements, cette force étant mise en œuvre pour contrer l’injection d’une force très stable volontairement injectée sur le capteur. Autrement dit pour obtenir la vitesse angulaire en sortie, on ne soustrait pas de la mesure un signal commandé instable mais l’image d’une force très stable par conception. Les erreurs de mesure, notamment l’erreur liée au facteur d’échelle, sont donc réduites. Suivant un aspect avantageux de l’invention, la calibration comprend : i) l’asservissement à l’amplitude pilote d’une première amplitude de vibrations en régime sinusoïdal forcé de l’élément vibrant suivant la direction du mode pilote, ii) simultanément, l’exercice d’une première force sur l’élément vibrant, suivant la direction du mode de détection et en phase avec les vibrations de l’élément vibrant suivant la direction du mode pilote, à partir de la commande d’ajustement et l’asservissement à l’amplitude de détection d’une deuxième amplitude de vibrations de l’élément vibrant suivant la direction du mode de détection, iii) simultanément, l’exercice d’une deuxième force sur l’élément vibrant, suivant la direction du mode de détection et en quadrature de phase avec la première force, la deuxième force étant déterminée sur la base d’une troisième force qui estime la force réellement exercée pour asservir la deuxième amplitude et de la signature spectrale de la commande d’ajustement et configurée pour provoquer une rotation de la direction du mode pilote relativement au boîtier, une vitesse angulaire instantanée du boîtier par rapport à un axe sensible étant imposée et égale à la vitesse angulaire de calibration pendant i), ii) et iii), et l’acquisition comprend i), ii) iii) de la calibration avec une vitesse angulaire instantanée libre. Suivant d’autres aspects avantageux de l’invention, le procédé de mesure gyroscopique comprend une ou plusieurs des caractéristiques suivantes, prises isolément ou suivant toutes les combinaisons techniquement possibles : - pour la calibration, la première force est exercée sur l’élément vibrant, suivant la direction du mode de détection et en phase avec les vibrations de l’élément vibrant suivant la direction du mode pilote ; - la vitesse angulaire de calibration est nulle ; - l’amplitude de détection est nulle ; - la détermination de la deuxième force pendant la calibration et pendant l’acquisition comprennent un filtrage de la troisième force qui estime la force réellement exercée pour asservir la deuxième amplitude ; - la première force est exercée au moyen d’un dispositif électrostatique configuré pour exercer une force directement proportionnelle à une position de l’élément vibrant selon la direction du mode pilote et fonction de la commande d’ajustement ; - la commande d’ajustement est de la forme : où n est un entier strictement positif, T i pour i entier compris entre 1 et n désigne un terme constant et θ désigne une position angulaire de la direction du mode pilote par rapport à un axe de référence d’un repère lié au boîtier, l’axe de référence étant orthogonal à l’axe sensible; - une première commande d’ajustement est fournie pendant un premier intervalle de temps et une deuxième commande d’ajustement qui est l’opposée de la première commande d’ajustement est fournie pendant un deuxième intervalle de temps, de sorte que la direction du mode pilote relativement au boîtier tourne dans un premier sens pendant le premier intervalle de temps et dans un sens opposé au premier sens pendant le deuxième intervalle de temps. L’invention concerne également un capteur gyroscopique comprenant : - un boîtier; - un élément vibrant apte à vibrer relativement au boîtier dans un plan de vibration simultanément suivant une direction d’un mode pilote et suivant une direction d’un mode détection différente de la direction du mode pilote ; - un premier module d’asservissement, configuré pour recevoir une amplitude pilote et asservir à une amplitude pilote prédéterminée une première amplitude de vibrations en régime sinusoïdal forcé de l’élément vibrant suivant la direction du mode pilote ; - un deuxième module d’asservissement configuré pour : a) exercer sur l’élément vibrant une première force stable configurée pour ne pas perturber la mesure du capteur à partir d’une commande d’ajustement dont une signature spectrale est prédéterminée, b) asservir à une amplitude de détection prédéterminée une deuxième amplitude de vibrations de l’élément vibrant suivant la direction du mode de détection, et c) exercer une deuxième force sur l’élément vibrant, suivant la direction du mode de détection et en quadrature de phase avec la première force, la deuxième force étant configurée pour provoquer une rotation de la direction du mode pilote relativement au boîtier, la deuxième force étant déterminée sur la base d’une troisième force qui est une estimation de la force réellement exercée pour asservir la deuxième amplitude et de la signature spectrale de la commande d’ajustement; - un module de mesure configuré pour générer des mesures des vibrations de l’élément vibrant suivant les directions x du mode pilote et y du mode de détection et pour échanger des informations avec le premier module d’asservissement et avec le deuxième module d’asservissement; - un module de détermination configuré pour échanger des informations avec le module de mesure et les premier et deuxième modules d’asservissement et pour déterminer : i) une vitesse angulaire de référence à partir d’une vitesse angulaire de calibration prédéterminée et à partir de mesures des vibrations de l’élément vibrant 15 transmises par le module de mesure dans un mode de calibration pour lequel une vitesse angulaire instantanée du boîtier par rapport à un axe sensible est imposée et égale à la vitesse angulaire de calibration, et ii) une vitesse angulaire instantanée mesurée du boîtier par rapport à l’axe sensible à partir de mesures des vibrations de l’élément vibrant dans un mode d’acquisition dans lequel la vitesse angulaire instantanée est libre et à partir de la vitesse angulaire de référence. Suivant un autre aspect avantageux de l’invention, le premier module d’asservissement et le deuxième module d’asservissement comprennent des moyens électrostatiques d’excitation. L’invention concerne également un programme d’ordinateur comprenant des instructions qui conduisent le capteur suivant l’un des modes de réalisation précédents à exécuter le procédé selon l’une quelconque des modes de réalisation décrits plus haut. L’invention apparaîtra plus clairement à la lecture de la description qui va suivre, donnée uniquement à titre d’exemple non limitatif, et faite en référence aux dessins dans lesquels : FIG. 1 la FIG. 1 est une représentation schématique d’un CVG suivant l’invention ; FIG. 2 la FIG. 2 est une représentation schématique du fonctionnement du CVG de l’art antérieur. FIG. 3 la FIG. 3 est une représentation schématique du fonctionnement du CVG de la FIG. 1 ; FIG. 4 la FIG. 4 est une représentation schématique de la trajectoire de l’élément vibrant de la FIG. 1 et des directions de ses modes pilote et de détection dans un repère d’espace lié au boîtier ; FIG. 5 la FIG. 5 est une représentation sous forme d’organigramme d’un procédé suivant l’invention ; FIG. 6 la FIG. 6 est une représentation partielle d’un dispositif électrostatique d’excitation. FIG. 7 la FIG. 7 est une représentation sous forme d’organigramme d’un procédé de l’art antérieur mis en œuvre sur le CVG de la FIG. 2 ; FIG. 8 la FIG. 8 est une représentation sous forme d’organigramme détaillé de l’étape d’acquisition 430 du procédé de la FIG. 5 . Le capteur gyroscopique à effet Coriolis 10, désigné par l’abréviation CVG dans la suite, suivant l’invention est décrit en référence à la FIG. 1 . Le CVG 10 comporte un boîtier 12 et un élément vibrant 15 apte à vibrer par rapport au boîtier 12. Le CVG 10 est par exemple réalisé sous forme de système microélectromécanique (en anglais « Micro Electromechanical Sensor », MEMS). L’élément vibrant 15 et le boîtier 12 sont alors taillés dans un bloc de silicium ou de quartz par micro-usinage et l’élément vibrant 15 est mis en vibration par un procédé électrique. Cette disposition permet de minimiser l’encombrement et/ou le coût de fabrication du CVG 10. Trois axes X, Y, Z du repère d’espace XYZ d’un référentiel (XYZ, t) lié au boîtier 12 sont représentés sur la FIG. 4 , l’axe Z étant de direction fixe dans un repère d’espace d’un référentiel inertiel. Le CVG 10 est configuré pour mesurer une vitesse angulaire instantanée Ω(t) du capteur par rapport à l’axe Z, qui constitue donc l’axe de sensibilité (ou équivalemment l’axe sensible) du CVG 10. A cette fin, l’élément vibrant 15 comprend une masse d’épreuve M, apte à vibrer dans le plan XY suivant deux directions x et y, avec une pulsation propre ω 0x , respectivement ω 0y proche de ω 0x . Dans la suite, on considère que la direction x est la direction du mode pilote et que la direction y est la direction du mode de détection. Comme visible sur la FIG. 4 , la position angulaire de la direction x du mode pilote est repérée par l’angle θ défini par rapport à l’axe de référence X du repère d’espace (XYZ) lié au boîtier 12. La masse d’épreuve M est apte à vibrer suivant la direction x du mode pilote x et la direction y du mode de détection, avec une pulsation de résonance ω proche de ω 0x . Le CVG 10 comporte un premier module d’asservissement 20 apte à asservir une amplitude caractéristique de vibrations de l’élément vibrant 15 à une amplitude pilote x max non-nulle prédéterminée, l’élément vibrant 15 vibrant en régime sinusoïdal forcé à la pulsation de résonance ω suivant la direction x du mode pilote, à partir de données de mesures de la position de l’élément vibrant suivant la direction x du mode pilote. Le premier module d’asservissement 20 comprend des moyens usuels d’asservissement de l’amplitude des vibrations de l’élément vibrant 15 suivant le mode pilote. Ces moyens ne sont pas représentés en détail sur les figures. Il s’agit par exemple des moyens d’asservissement décrits dans le document EP2960625. A titre d’exemple, qui sera appelé exemple de référence dans la suite, le premier module d’asservissement 20 comprend un dispositif électrostatique 20A configuré pour exercer une première force F x, ass dans la direction x du mode pilote sur l’élément vibrant 15. La première force F x,a ss est alors proportionnelle à une première commande d’amplitude. Le dispositif électrostatique 20A et la masse d’épreuve M de l’élément vibrant 15 forment à titre d’exemple un ensemble de peignes interdigités, comme représenté sur la FIG. 6 . La première commande d’amplitude est une tension V exc,x (t) imposée au dispositif électrostatique 20A par le module d’asservissement 20. Dans le cas de la FIG. 6 , la force appliquée à la masse d’épreuve M suivant la direction x du mode pilote à un instant t est de la forme F x, ass (t)=f geom V exc,x 2 (t) où : - f geom est un facteur fonction de la géométrie des peignes, et - V exc,x est la tension imposée par le générateur. En général, la tension V exc,x est de la forme V exc,x (t) = V 0 x + V 1 x cos (ω t). Ainsi, la force effectivement appliquée à la masse d’épreuve M est, après filtrage des termes de pulsation 2ω, de la forme : Le terme constant de cette force n’est pas utilisé dans la suite, dans la mesure où seul le dernier terme permet à la masse d’épreuve M d’osciller. Autrement dit, les termes non sinusoïdaux sont soit filtrés naturellement, soit filtrables par un étage de filtrage approprié. Au final, on comprend donc que le dispositif électrostatique 20A peut être configuré par l’homme du métier pour exercer une première force F x,a ss de pulsation sensiblement égale à la pulsation propre ω 0x de l’élément vibrant 15 selon le mode pilote, à partir d’une commande d’amplitude convenablement choisie, pour obtenir l’asservissement de l’amplitude des vibrations de l’élément vibrant 15 à l’amplitude pilote x max . Le premier module d’asservissement 20 comprend dans l’exemple de référence un processeur ou un circuit logique programmable (tel qu’un « Field Programmable Gate Array », FPGA), configuré pour gérer l’asservissement de la première commande d’amplitude, ainsi qu’une carte de proximité configurée pour injecter le signal de première commande d’amplitude dans le dispositif électrostatique 20A. Le processeur ou le circuit logique programmable est avantageusement configuré pour gérer l’asservissement de la pulsation des vibrations de l’élément vibrant 15 selon la direction x du mode pilote, par exemple à la pulsation de résonance ω. Le CVG 10 comporte un deuxième module d’asservissement 25 apte à asservir une amplitude caractéristique de vibrations de l’élément vibrant 15 suivant la direction y du mode de détection à une amplitude de détection y max , l’élément vibrant 15 vibrant en régime sinusoïdal forcé suivant la direction y du mode de détection à la pulsation de résonance ω, à partir de données de mesures de la position de l’élément vibrant suivant la direction y du mode de détection. A cette fin, le deuxième module d’asservissement 25 peut comprendre des moyens d’asservissement similaires à ceux du premier module d’asservissement 20 (non représentés en détail). Ainsi, dans l’exemple de référence, le deuxième module d’asservissement 25 comprend un dispositif électrostatique 25A configuré pour exercer sur l’élément vibrant 15 une deuxième force F y,phase,ass dont la direction est la direction y du mode de détection, en phase avec les vibrations suivant la direction x du mode pilote. La deuxième force F y,phase,ass est alors proportionnelle à une deuxième commande d’amplitude, sur le principe décrit pour le premier module d’asservissement 20. Le deuxième module d’asservissement 25 comprend dans l’exemple de référence un processeur ou un circuit logique programmable (tel qu’un« Field Programmable Gate Array », FPGA), configuré pour gérer l’asservissement de la deuxième commande d’amplitude. Le deuxième module d’asservissement 25 comprend aussi une carte de proximité, configurée pour injecter le signal de deuxième commande d’amplitude dans le dispositif électrostatique 25A. Le processeur ou le circuit logique programmable est dans l’exemple de référence le même que celui du premier module d’asservissement 20. Cette disposition est avantageuse sans être obligatoire. Le processeur ou le circuit logique programmable est avantageusement configuré pour gérer l’asservissement de la pulsation des vibrations de l’élément vibrant 15 selon la direction y du mode de détection, par exemple à la pulsation de résonance ω. La carte de proximité est dans l’exemple de référence la même que celle du premier module d’asservissement 20. Cette disposition est avantageuse sans être obligatoire. Le deuxième module d’asservissement 25 comprend une unité de commande d’ajustement 26, apte à recevoir une commande d’ajustement T th et à exercer à partir de la commande d’ajustement T th une force supplémentaire F y,phase,supp app dont la direction est la direction y du mode de détection, en phase avec les vibrations de l’élément vibrant 15 selon la direction x du mode pilote. La signature spectrale de la commande d’ajustement T th , c’est à-dire sa décomposition en série de Fourier, est connue. Les coefficients T 1 à T n (n entier strictement positif) de l’équation (a) ci-après sont donc connus. (a) A cette fin, l’unité de commande d’ajustement 26 peut comprendre un dispositif électrostatique 26A configuré pour exercer réellement une force supplémentaire F y,phase,supp app de la forme F y,phase,supp app =T app x en réponse à la commande d’ajustement T th , x étant la position de la masse d’épreuve M selon la direction du mode pilote. Typiquement, le dispositif électrostatique 26A est un peigne d’ajustement (en anglais de « trimming ») polarisé par une tension de polarisation V T très stable et qui est apte à exercer une force dans la direction du mode de détection, directement proportionnelle à la position x de la masse d’épreuve M selon la direction du mode pilote et proportionnelle au carré de la tension de polarisation V T . L’expression « directement proportionnelle » signifie ici qu’il n’est pas nécessaire de mesurer ou de reconstituer la position x de la masse d’épreuve M selon la direction du mode pilote, la force exercée par le peigne d’ajustement s’ajustant spontanément à cette position. Typiquement, une force F exercée au moyen du peigne d’ajustement est donnée par l’équation (b) ci-après, dans laquelle K désigne un gain qui ne dépend que des caractéristiques géométriques du peigne d’ajustement : (b) Cette force est obtenue de par la conception physique du peigne d’ajustement sans qu’il soit nécessaire d’estimer la position x de la masse d’épreuve. Elle est donc bien directement proportionnelle à x. On notera que le principe physique est entièrement différent d’une force F AA qui serait obtenue, comme dans les dispositifs de l’art antérieur, au moyen d’un peigne d’excitation suivant la direction du mode pilote, qui serait donnée par l’équation c): (c) où désigne un estimateur de la position x de la masse d’épreuve et non la position x réelle de cette masse d’épreuve. Le peigne d’ajustement est un peigne d’ajustement de quadrature, c’est-à-dire un peigne implique un couplage entre le mode pilote et le mode détection. Alternativement, le peigne d’ajustement est un peigne d’ajustement de fréquence, c’est-à-dire un dispositif physique configuré pour modifier au moins l’une des pulsations propres de la masse d’épreuve M suivant les directions x et/ou y. L’asservissement de l’amplitude des vibrations de l’élément vibrant 15 suivant la direction y du mode de détection est réalisé par le deuxième module d’asservissement 25 en présence de la force supplémentaire F y,phase,supp app réellement appliquée. Le deuxième module d’asservissement 25 est aussi configuré pour appliquer réellement une troisième force F y, quad app sur l’élément vibrant 15, de direction la direction y du mode de détection et en quadrature de phase avec la force supplémentaire F y,phase,supp app , sur la base d’une signature spectrale de la commande d’ajustement T th et d’une estimation F y,phase,ass est de la deuxième force F y,phase,ass app exercée réellement par le deuxième module d’asservissement 25 pour asservir l’amplitude caractéristique des vibrations de l’élément vibrant 15 suivant la direction y du mode de détection en présence de la force supplémentaire F y,phase,supp app dans deux cas de mouvement du capteur 10 : - un premier cas, pour lequel la vitesse angulaire instantanée Ω(t) du boîtier 12 par rapport à l’axe sensible Z du capteur 10 dans le référentiel inertiel est imposée, de valeur égale à une vitesse angulaire de calibration Ω cal prédéterminée, et - un deuxième cas, pour lequel la vitesse angulaire instantanée Ω(t) est libre de s’établir sous l’effet du mouvement du boîtier 12, notamment lié au mouvement d’un dispositif sur lequel est mis en œuvre le CVG 10, et au cours duquel la vitesse angulaire instantanée Ω(t) est donc inconnue a priori, et à déterminer. Dans ce deuxième cas, la vitesse angulaire instantanée n’est donc pas imposée, en particulier à la vitesse angulaire de calibration Ω cal prédéterminée, à la différence du premier cas. Les premier et deuxième modules d’asservissement 20, 25 sont configurés pour échanger des données avec un module de mesure 30 du CVG 10, en vue de l’asservissement des vibrations de l’élément vibrant 15. Le module de mesure 30 est apte à générer des mesures des vibrations de l’élément vibrant 15 suivant les directions x du mode pilote et y du mode de détection et apte à échanger des informations avec le premier module d’asservissement 20 et avec le deuxième module d’asservissement 25. Notamment, le module de mesure 30 est apte à mesurer la position x(t) (respectivement y(t)) de l’élément vibrant 15 et/ou sa vitesse dx/dt(t) (respectivement dy/dt(t)) et/ou son accélération d 2 x/dt 2 (t) (respectivement d 2 y/dt 2 (t)) suivant la direction x (respectivement suivant la direction y). A cette fin, le module de mesure 30 comprend dans l’exemple de référence, non limitatif, des moyens électrostatiques de détection 30A suivant la direction x du mode pilote et des moyens électrostatiques de détection 30B suivant la direction y du mode de détection. Avantageusement, les moyens électrostatiques de détection 30A et 30B forment chacun avec la masse d’épreuve M un ensemble de peignes interdigités, sur le principe géométrique représenté sur la FIG. 6 . Dans l’exemple de référence, la carte de proximité est avantageusement configurée pour amplifier les signaux détectés par le module de mesure 30 et pour transmettre les signaux amplifiés au processeur ou au circuit logique programmable. Le module de mesure 30 est aussi configuré pour échanger des informations avec un module de détermination 35 du CVG 10. Le module de détermination 35 est apte à échanger des informations non seulement avec le module de mesure 30 mais aussi avec les premier et deuxième modules d’asservissement 20, 25. Le module de détermination 35 est apte à déterminer une vitesse angulaire de référence Ω ref à partir de la vitesse angulaire de calibration Ω cal ainsi que de mesures des vibrations de l’élément vibrant 15 transmises par le module de mesure 30 aux premier et deuxième modules d’asservissement 20, 25 dans le premier cas de mouvement du capteur 10. Le module de détermination 35 est apte à déterminer dans le deuxième cas de mouvement du capteur 10 une vitesse angulaire instantanée mesurée Ω mes (t), qui est un estimateur de la vitesse angulaire Ω(t) recherchée, à partir de mesures des vibrations de l’élément vibrant 15 transmises par le module de mesure 30 aux premier et deuxième modules d’asservissement 20, 25 et de la vitesse angulaire de référence Ω ref . On va à présent décrire le procédé 400 selon l’invention en référence aux figures 3, 5 et 8, en comparaison avec le procédé de l’art antérieur représenté sur les figures 2 et 7. Le procédé 400 comprend une étape d’initialisation 410, une étape de calibration 420, une étape d’acquisition 430 et une étape de détermination 440 de la vitesse angulaire instantanée mesurée Ω mes (t). L’étape d’initialisation 410 comprend: a) la fourniture au premier module d’asservissement 20 de l’amplitude pilote x max non nulle à laquelle l’amplitude caractéristique des vibrations en régime sinusoïdal forcé de l’élément vibrant 15 suivant la direction x du mode pilote doit être asservie, b) la fourniture au deuxième module d’asservissement 25 de l’amplitude de détection y max à laquelle l’amplitude caractéristique des vibrations de l’élément vibrant 15 suivant la direction y du mode de détection doit être asservie, c) la fourniture à l’unité de commande d’ajustement 26 de la commande d’ajustement T th , dont la signature spectrale est connue, et d) la fourniture au module de détermination 35 de la vitesse angulaire de calibration Ω cal . L’amplitude de détection y max est par exemple nulle. L’étape d’initialisation 410 est suivie de l’étape de calibration 420 au cours de laquelle : i) l’amplitude caractéristique des vibrations de l’élément vibrant 15 vibrant en régime sinusoïdal forcé suivant la direction x du mode pilote est asservie à l’amplitude pilote x max non nulle au moyen du premier module d’asservissement 20. Le premier module d’asservissement 20 reçoit pour cela des mesures des vibrations de l’élément vibrant 15 suivant la direction x du mode pilote de la part du module de mesure 30. ii) simultanément, la force supplémentaire F y,phase,supp app , dont la direction est la direction y du mode de détection et en phase avec les vibrations de l’élément vibrant 15 suivant la direction x, est exercée par l’unité d’ajustement 26 à partir de la commande d’ajustement T th et l’amplitude caractéristique des vibrations de l’élément vibrant 15 suivant la direction y du mode de détection est asservie à l’amplitude de détection y max au moyen du deuxième module d’asservissement 25. Le deuxième module d’asservissement 25 reçoit à cette fin des mesures des vibrations de l’élément vibrant 15 suivant la direction y du mode de détection et suivant la direction x du mode pilote de la part du module de mesure 30. iii) le deuxième module d’asservissement 25 détermine la troisième force F y,quad app à exercer sur l’élément vibrant 15, de direction la direction y du mode de détection et en quadrature de phase avec la force supplémentaire F y,phase,supp app , sur la base d’une estimation F y,phase,ass est de la deuxième force F y,phase,ass app réellement exercée par le deuxième dispositif d’asservissement 25 pour asservir l’amplitude caractéristique des vibrations de l’élément vibrant 15 suivant la direction y en présence de la force supplémentaire F y,phase,supp app . La troisième force F y,quad app est, comme on le verra plus loin, configurée pour commander une rotation des directions x, y des modes pilote et de détection par rapport au boîtier 12. iv) le deuxième module d’asservissement 25 commande l’exercice de la troisième force F y,quad app , les conditions opératoires de i) et ii) étant maintenues : l’amplitude caractéristique des vibrations de l’élément vibrant 15 vibrant en régime sinusoïdal forcé suivant la direction x du mode pilote est asservie à l’amplitude pilote x max non nulle au moyen du premier module d’asservissement 20, et l’amplitude caractéristique des vibrations de l’élément vibrant 15 suivant la direction y est asservie à l’amplitude de détection y max en présence de la force supplémentaire F y,phase,supp app réellement appliquée. v) le module de détermination 35 détermine la vitesse angulaire de référence Ω ref à partir de la vitesse angulaire de calibration Ω cal ainsi que des mesures des vibrations de l’élément vibrant 15 transmises par le module de mesure 30 aux premier et deuxième modules d’asservissement 20, 25 pendant iv. Dans l’exemple, la force supplémentaire F y,phase,supp app est exercée dans la direction y du mode de détection et en phase avec les vibrations de l’élément vibrant 15 suivant la direction x. De manière plus générale, la force supplémentaire est exercée au moyen d’un dispositif permettant d’obtenir une amplitude stable. De plus, la force supplémentaire est configurée pour ne pas perturber la mesure effectuée par le capteur. De manière plus générale, la force supplémentaire est exercée au moyen d’un dispositif permettant d’obtenir une amplitude stable. Avantageusement, ledit dispositif est configuré pour exercer une force supplémentaire dont l’amplitude est constante à 10 ppm près ou moins, c’est-à-dire dont les variations relatives de l’amplitude sont inférieures ou égales à 1/100 000. De plus, la force supplémentaire est configurée pour ne pas perturber la mesure effectuée par le capteur. L’étape de calibration 420 est suivie d’une étape d’acquisition 430 reproduisant les étapes i), ii), iii) et iv) de l’étape de calibration, à ceci près que pour l’étape d’acquisition 430, la vitesse angulaire instantanée Ω(t) du boîtier 12 par rapport à l’axe sensible Z du capteur 10 dans le référentiel inertiel n’est pas imposée. Le mouvement du capteur 10 correspond donc, pour l’étape d’acquisition 430, au deuxième cas de mouvement décrit plus haut. A l’issue de l’étape d’acquisition 430, l’étape de détermination 440 est mise en œuvre au moyen du module de détermination 35 : le module de détermination 35 détermine la vitesse angulaire instantanée mesurée Ω mes (t), qui est un estimateur de la vitesse angulaire instantanée Ω(t) du boîtier 12, à partir des mesures des vibrations de l’élément vibrant 15 transmises par le module de mesure 30 aux premier et deuxième modules d’asservissement 20, 25 pendant l’étape d’acquisition 430 et à partir de la vitesse angulaire de référence Ω ref déterminée à l’étape de calibration 420. Pour mieux comprendre le procédé 400 selon l’invention, on décrit dans ce qui suit la théorie sous-tendant la commande d’une rotation alternée de moyenne temporelle nulle du repère xyZ lié aux directions x, y des modes pilote et de détection par rapport au repère XYZ lié au boîtier. Pour simplifier l’écriture des équations permettant de comprendre le procédé de l’art antérieur et le procédé 400 selon l’invention, on modélise dans la suite l’élément vibrant 15 par une masse M suspendue sur un cadre rigide C par l'intermédiaire de deux paires de ressorts 15A, 15B de raideurs respectives K x et K y , comme représenté sur la FIG. 1 . Par ailleurs, on considère dans la suite que les constantes de raideurs et les pulsations propres de l’élément vibrant 15 sont identiques suivant le mode pilote x et le mode y. Dans ce cas particulier, on peut donc écrire que K x = K y = K et que ω 0x = ω 0y = ω 0 . Cette simplification ne doit en aucun cas être considérée comme limitative pour le fonctionnement du capteur 10 selon l’invention, les équations qui suivent pouvant être réécrites sans difficulté dans le cas le plus général. De manière générale, la trajectoire de la masse M en régime sinusoïdal forcé est une ellipse dans le repère xyZ. Cette ellipse est réduite à un segment de droite de direction la direction x du mode pilote dans le cas où l’amplitude des vibrations suivant le mode de détection est asservie à une amplitude de détection y max nulle. Sans faire d’hypothèse à ce stade sur la valeur de l’amplitude de détection y max , la position x de la masse M suivant la direction x du mode pilote en fonction de la date t est de la forme x(t) = x max cos (ωt) et la position y de la masse M suivant la direction y du mode de détection en fonction de la date t est de la forme y(t) = y max sin (ωt). Si la direction x du mode pilote par rapport à l’axe X du repère XYZ lié au boîtier 12 est repérée par l’angle θ représenté sur la FIG. 4 , les coordonnées X et Y de la masse m dans le repère XYZ lié au boîtier 12 sont reliées aux coordonnées x et y de la masse M dans le repère xyZ par l’équation 2 : dans laquelle R(θ) est la matrice de passage du repère xyZ au repère XYZ : I) EQUATIONS DE FONCTIONNEMENT COMMUNES AU PROCEDE DE L’ART ANTERIEUR ET AU PROCEDE 400 SELON L’INVENTION Dans le procédé de l’art antérieur représenté sur la FIG. 2 , comme dans le procédé 400 selon l’invention, la matrice de passage R(θ) est fonction du temps. En effet, on commande dans ces procédés une rotation du repère xyZ par rapport au repère XYZ, donc une évolution temporelle de l’angle θ, dans le but d’éliminer les erreurs harmoniques du CVG 10. Par ailleurs en mode gyroscope, l’angle θ est libre d’évoluer et les asservissements se font dans le repère xyZ. Les dérivées temporelles premières dX/dt et dY/dt des coordonnées X et Y de la masse M vérifient donc : Les dérivées temporelles secondes d 2 X/dt 2 et d 2 Y/dt 2 des coordonnées X et Y de la masse M vérifient quant à elles : En régime sinusoïdal forcé à la pulsation ω, si l’on néglige les termes qui ne sont pas proportionnels à une puissance entière positive de la pulsation ω devant les autres termes, l’équation 5 peut s’écrire sous la forme simplifiée de l’équation 6 : Dans le référentiel du boîtier 12, la masse M est soumise aux forces F tot,x et F tot,y exercées respectivement par les dispositifs d’excitation 20A, 25A, aux forces de rappel des ressorts, ainsi qu’à un amortissement que l’on modélise par une force de frottement fluide suivant chacune des directions x et y associée à un facteur de qualité Q. La matrice d’amortissement A de l’élément vibrant 15, tenant compte d’anisotropies d’amortissement, est de la forme décrite à l’équation 7 : La matrice de raideur K1 de l’élément vibrant 15, tenant compte d’anisotropies de raideur, est de la forme : Par ailleurs, lorsque le référentiel du boîtier 12 est animé d’un mouvement de rotation de composante Ω(t) suivant la direction Z par rapport au référentiel inertiel, la masse M, du fait de sa vitesse relative non nulle dans le référentiel du boîtier 12, est soumise à une force d’inertie de Coriolis dans ce référentiel du boîtier 12. La deuxième loi de Newton appliquée à la masse M dans le référentiel non galiléen du boîtier permet d’obtenir l’équation 9 : Pour simplifier l’écriture des équations, on néglige dans la suite les anisotropies d’amortissement, sans que cela ne soit limitatif pour la mise en œuvre du procédé. En négligeant les anisotropies d’amortissement, l’équation 9, après multiplication par R(-θ) et avec les approximations de l’équation 5, s’écrit de la manière suivante : Dans le cas où l’amplitude y max des vibrations suivant le mode de détection est asservie à y max = 0, l’équation 10 prend la forme : Si l’on sépare suivant la direction x du mode pilote, les termes en phase ou opposition de phase avec la position x de la masse M des termes en quadrature avec cette position, en décomposant F tot,x en : on obtient le système d’équations 13 : La force F tot , x est la première force F x,ass exercée par le premier module d’asservissement 20 pour l’asservissement de l’amplitude des vibrations suivant le mode pilote à l’amplitude pilote. De même, si l’on sépare suivant la direction y du mode de détection les termes en phase ou opposition de phase avec la position x de la masse M des termes en quadrature avec cette position, en décomposant F tot,y en : on obtient le système d’équations 15 : Le terme F y,phase , d’amplitude F y,phase,max , est géré par le deuxième module d’asservissement 25 qui reçoit la consigne d’asservir l’amplitude des vibrations suivant le mode de détection à y max = 0 et le terme F y,quad , d’amplitude F y,quad,max , est la troisième force imposée par le deuxième module d’asservissement 25. On retrouve avec l’équation 15(2) le fait que pour commander la rotation du repère xyZ par rapport au repère XYZ, il est nécessaire de commander la troisième force F y,quad d’amplitude F y, quad ,max non nulle, de direction la direction y du mode de détection et en quadrature avec les vibrations de la masse M suivant la direction x du mode pilote. Les directions x et y des modes pilote et de détection tournent alors à une pulsation dθ/dt différente de la vitesse angulaire instantanée Ω(t) et l’on peut à la fois : - réduire, voire éliminer, les erreurs harmoniques, en commandant une rotation de ces directions par modification périodique du sens de la troisième force F y,quad , et - déduire la vitesse angulaire instantanée Ω(t) de la mesure de dθ/dt suivant l’équation 16 : II) PROCEDE DE L’ART ANTERIEUR Dans les procédés de l’art antérieur, pour obtenir la troisième force F y,quad , on fournit au deuxième module d’asservissement 25 les caractéristiques de la tension électrique V exc,y (t) qui est à appliquer au dispositif électrostatique d’excitation 25B lors d’une étape qui pourrait être qualifiée d’étape d’initialisation. On fournit ainsi notamment les amplitudes et les pulsations des différentes composantes de la tension V exc,y (t), qui doit être en quadrature de phase avec la position x de la masse M. Sur le principe de l’équation 1, la tension électrique V exc,y (t) est typiquement de la forme V exc,y (t) = V 0y + V 1y sin (ωt), de sorte que la force F y,quad th théoriquement appliquée à la masse M est proportionnelle à la composante continue V 0y de la tension électrique V exc,y (t) et à un facteur géométrique g geom caractéristique du dispositif électrostatique d’excitation 25B. Dans le cas des procédés de l’art antérieur, on commande donc en théorie : Cette étape de commande est représentée par l’étape 510 de la FIG. 7 , sur laquelle on observe que la force F y,quad th est commandée dans le but de provoquer une rotation de la direction du mode pilote dans le référentiel du boîtier à une vitesse angulaire de commande Ω com . Le facteur d’échelle entre la force F y,quad th commandée et la vitesse angulaire de commande Ω com est constant et noté C1. Du fait des retards et des erreurs de gain de l’électronique et de la mécanique, incluant des erreurs de détection sur la position de l’élément vibrant, des erreurs sur les tensions V 0y, V 1y , ainsi que des erreurs sur le signal sinusoïdal , la force F y,quad app réellement appliquée à la masse d’essai M diffère plus ou moins de la force F y,quad th commandée, à la fois en amplitude et en phase. On peut modéliser l’écart entre l’amplitude F y,quad,max th de la force commandée et l’amplitude F y,quad,max app de la force réellement appliquée par : où e(t) est un terme d’erreur très instable du fait des nombreux paramètres de l’électronique et de la mécanique qui en sont la cause et C 2 désigne un facteur d’échelle constant. Suite à l’étape de commande 510, on exerce donc réellement lors d’une étape d’acquisition 520 la force F y,quad app , ce qui se traduit par une rotation effective la direction du mode pilote dans le référentiel du boîtier à une vitesse angulaire effective Ω app différente de la vitesse angulaire de commande Ω com . Ces deux vitesses angulaires sont liées par l’équation suivante, dans laquelle C 3 désigne un facteur d’échelle constant : Dans le procédé de mesure de l’art antérieur, la vitesse angulaire instantanée mesurée est déduite de l’équation 16 et de l’amplitude F y,quad,max th commandée pour la troisième force F y,quad , qui est fournie lors de l’étape d’initialisation au deuxième dispositif d’asservissement 25, suivant la formule : La vitesse angulaire instantanée effective Ω app , qui serait déduite de l’équation 16 et de l’amplitude F y,quad,max app réellement obtenue pour la troisième force F y,quad si elle était parfaitement connue (c’est-à-dire si l’ensemble des sources d’erreurs étaient parfaitement contrôlées et connues), a pour expression : L’erreur commise dans le procédé de l’art antérieur sur la vitesse angulaire a donc pour expression : Il s’agit donc d’une erreur de type facteur d’échelle. On comprend que si le terme e n’est pas strictement constant dans le temps, l’erreur liée au facteur d’échelle n’a pas une moyenne temporelle nulle même si la moyenne temporelle de la force commandée F y,quad th est nulle. De plus, l’erreur au sein d’une période de retournement est d’autant plus grande que e(t) est grand. Enfin, même si le terme e(t) était obtenu au moyen d’une calibration en amont de la mesure, du fait de la variété des causes de cette erreur, il n’est pas possible de considérer que cette calibration restera correcte à plus ou moins long terme. III) PROCEDE 400 SELON L’INVENTION Le procédé selon l’invention vise à résoudre ce problème technique, en exerçant une troisième force F y,quad app d’amplitude mieux maîtrisée que dans les procédés de l’art antérieur et en utilisant une autre voie d’estimation de la vitesse angulaire à mesurer. L’amplitude de la troisième force n’est pour cela pas fournie sous forme d’une valeur de consigne qui serait fournie lors de l’étape d’initialisation. Dans le cas du procédé 400 selon l’invention, pendant l’étape d’acquisition 430, la commande d’ajustement T th est mise en œuvre par l’unité de commande d’ajustement 26 du deuxième module d’asservissement 25, de sorte que la force supplémentaire F y,phase, supp app , d’intensité T app |x|, en phase avec la position x de la masse M et de direction la direction y du mode de détection est effectivement imposée à la masse M. L’asservissement de l’amplitude des vibrations de la masse M suivant la direction y du mode de détection est réalisé par le deuxième module d’asservissement 25 en présence de la force supplémentaire F y,phase, supp app réellement appliquée. L’étape d’acquisition 430 est représentée en détails sur la FIG. 8 . La force supplémentaire F y,phase,supp app est réellement appliquée dans une sous-étape d’application 4301. Du fait de la présence de la force supplémentaire, le système d’équations 15 peut donc pour le procédé de l’invention être écrit sous la forme du système d’équations 22 : avec φ une valeur constante. Par exemple, φ = 0 si l’on utilise des peignes d’ajustement du type peignes de quadrature et, par exemple, φ = π/2 si l’on utilise des peignes d’ajustement du type peignes de fréquence. La force F y,phase,ass app qui est effectivement exercée par le deuxième dispositif d’asservissement 25 en phase avec la position x de la masse M pour réaliser l’asservissement de l’élément vibrant 15 selon la direction y du mode de détection a donc pour expression : On constate qu’une partie de la force F y,phase,ass app intervient pour contrer la force supplémentaire F y,phase,supp app appliquée par le biais de l’injection de la commande d’ajustement T th . Au cours d’une sous-étape d’estimation 4302 de l’étape de acquisition 430, le dispositif d’asservissement 25 estime la force F y,phase ,as s est à commander pour exercer réellement la force F y,phase,ass app sur l’élément vibrant 15 pour son asservissement en présence de la force supplémentaire F y,phase,supp app réellement exercée par l’unité d’ajustement 26. La force F y,phase,ass app est exercée réellement lors d’une première sous-étape d’exercice 4303, en présence de la force supplémentaire F y,phase,supp app . On peut modéliser l’écart entre la force F y,phase,ass app réellement appliquée à la sous-étape d’exercice 4303 et l’estimateur F y,phase,ass est de la force à commander pour exercer cette force, obtenu à la sous-étape d’estimation 4302, par l’équation 24 : Le terme ε(t) étant très inférieur à 1, on peut encore écrire, comme cela a été fait sur la FIG. 8 : soit encore: On notera que le terme T app cos(2θ+φ) x est présent dans la force F y,phase,ass app et dans l’estimateur F y,phase,ass est du procédé 400 (à la différence des procédés de l’art antérieur) du fait de l’injection de la commande d’ajustement T th . Lors d’une sous-étape d’extraction 4304, le deuxième dispositif d’asservissement 25 extrait de la force F y,phase,ass est ainsi estimée au moins un estimateur T i est d’une amplitude T i app de la décomposition harmonique de T app , sur la base de la signature spectrale de la commande d’ajustement T th . A titre d’exemple non limitatif, on pourra choisir T th de la forme : dans laquelle l’angle θ désigne la position angulaire de la direction x du mode pilote par rapport à l’axe de référence X du repère XYZ lié au boîtier 12. Dans ce cas, la valeur moyenne du terme T app cos(2θ+φ) sur une période caractéristique des variations de l’angle θ est égale à T 2 app /2, de sorte qu’il est possible d’extraire T 2 app de la force estimée F y,phase,ass est par le dispositif d’asservissement 25 et d’évaluer T 2 app , par exemple par filtrage avec un filtre moyenneur. On peut aussi utiliser une harmonique de rang impair. Cette disposition facilite la séparation de la composante d’intérêt des signaux physiques. A titre d’exemple, les termes T i de la signature spectrale de la commande d’ajustement T th peuvent être constants, ou encore sinusoïdaux de la forme T i = λ i cos(α i t + β i ) où α i , λ i et β i sont des constantes prédéterminées. Puis, au cours d’une sous-étape de commande 4305, le processeur du dispositif d’asservissement 25 commande la troisième force F y,quad th , de direction la direction y du mode de détection mais en quadrature avec la force supplémentaire F y,phase,supp th . Comme on peut le voir sur la FIG. 8 , la troisième force F y,quad th commandée comprend un terme proportionnel à chacun des estimateur T i est , le facteur d’échelle étant constant et noté C 4 . Lors d’une deuxième sous-étape d’exercice 4306, la commande de la troisième force F y,quad th se traduit par l’exercice de la troisième force F y,quad app réellement appliquée. Les erreurs étant les mêmes dans chacune des sous-étapes, la troisième force F y,quad app réellement appliquée est en quadrature avec la force supplémentaire F y,phase,supp app et elle comprend donc au final effectivement une composante proportionnelle à chacune des harmoniques réelles T i app de T app utilisées, le facteur de proportionnalité étant constant et noté C 5 . L’équation 16 peut alors être réécrite de la façon suivante, dans laquelle C 6 désigne un facteur d’échelle constant : La troisième force F y,quad app réellement appliquée a donc pour effet d’imposer une vitesse angulaire de rotation supplémentaire au repère de l’onde, cette vitesse angulaire supplémentaire étant proportionnelle à l’amplitude T i app utilisée. Il est important de bien comprendre que l’erreur commise entre la deuxième force estimée F y,phase,ass est et la deuxième force effectivement exercée F y,phase,ass app est la même que celle entre la troisième force commandée F y,quad th et la troisième force effectivement exercée F y,quad app , la chaîne de conversion étant la même dans les deux cas. En conséquence, si dans l’étape de calibration préalable 420, la vitesse angulaire prédéterminée Ω cal a été imposée au boîtier 12 par rapport à l’axe Z, avec la même commande d’ajustement T th , on sait aussi, la chaîne de conversion restant la même, que : La vitesse angulaire supplémentaire Ω app réellement appliquée dans le cas du procédé selon l’invention est donc exactement la vitesse angulaire de référence Ω ref déterminée à l’étape de calibration 420, et n’est pas entachée des erreurs qui interviennent dans le procédé de l’art antérieur, comme on peut le voir sur la FIG. 8 . Ainsi, il ne reste plus qu’à déterminer la vitesse angulaire instantanée Ω(t) recherchée en utilisant la vitesse angulaire de référence Ω ref déterminée à l’étape de calibration 420, suivant l’équation 30: Cette équation ne nécessite à aucun moment de faire appel à un calcul explicite de l’amplitude de la troisième force appliquée, grâce à l’étape de calibration 420. Le facteur d’échelle qui intervenait dans les procédés de l’art antérieur est donc totalement éradiqué du procédé 400. Les seules erreurs qui entachent la mesure sont celles liées à la mise en œuvre de la commande d’ajustement T th , qui doit être le plus stable possible entre l’étape de calibration 420 et l’étape d’acquisition 430. En particulier, le dispositif électrostatique 26A permet, par sa configuration, de se passer de la mesure de la position de la masse M selon la direction du mode pilote et donc de générer une force supplémentaire F y,phase,supp app particulièrement stable. Pour contrôler au mieux ces erreurs, on choisit avantageusement un dispositif d’excitation électrostatique 26A dont les variations de géométrie sont aussi faibles que possible. Dans le même but, on choisit avantageusement une source de tension de polarisation V T aussi stable que possible. De préférence, la source de tension de polarisation V T comprend des moyens de filtrage configuré pour éliminer les composantes variables de la tension à ses bornes. Avantageusement, la vitesse angulaire instantanée Ω cal du boîtier 12 par rapport à l’axe Z est nulle pendant l’étape de calibration 420. Cette disposition permet de minimiser l’erreur sur la vitesse angulaire Ω mes déterminée à l’étape de détermination 440, notamment à partir de l’équation 24. Avantageusement, une première commande d’ajustement T th est fournie pendant un premier intervalle de temps t1 et une deuxième commande d’ajustement qui est l’opposée de la première commande d’ajustement T th est fournie pendant un deuxième intervalle de temps t2, de sorte que la direction (x) du mode pilote relativement au boîtier tourne dans un premier sens pendant le premier intervalle de temps t1 et dans un sens opposé au premier sens pendant le deuxième intervalle de temps t2. Grâce à cette disposition, il est possible en choisissant convenablement le premier intervalle de temps t1 et le deuxième intervalle de temps t2, d’annuler les erreurs de facteur d’échelle et de minimiser les défauts harmoniques dont sont entachées les mesures. Equivalemment, lors de la sous-étape de commande 4305, un premier signe peut être appliqué pendant un premier intervalle de temps t1, de manière à ce que la troisième force commandée F y,quad th ait un premier sens pendant le premier intervalle de temps t1. Le signe opposé peut alors être appliquée pendant un deuxième intervalle de temps t2 de manière à ce que la troisième force commandée F y,quad th ait un sens opposé au premier sens pendant le deuxième intervalle de temps t2. En résumé, le procédé 100 selon l’invention présente les spécificités suivantes. En premier lieu, la rotation de la direction du mode pilote est obtenue en appliquant une vitesse angulaire dont l'amplitude est proportionnelle à l'amplitude de la force supplémentaire F y,phase,supp app très stable, à la différence des procédés de l’art antérieur. La force supplémentaire F y,phase,supp app peut notamment être obtenue au moyen de peignes d’ajustement, la stabilité de la force supplémentaire dépendant donc de la stabilité des tensions utilisées et des entrefers des peignes d’ajustement. La stabilité de la force supplémentaire F y,phase,supp app est donc bien mieux contrôlée que celle d’une force obtenue au moyen d’une commande de précession classique, qui subit toutes les variations de l'électronique correspondante. Deuxièmement, la vitesse angulaire supprimée en sortie pour compenser la commande de précession, c’est-à-dire la troisième force F y,quad app , est directement proportionnelle à l'amplitude de la force stable supplémentaire F y,phase,supp app injectée en entrée, et n’est pas la vitesse angulaire associée à une commande de précession injectée électroniquement, intrinsèquement instable. Troisièmement, en jouant sur les signes de la commande d’ajustement, il est possible de choisir le sens de la troisième force F y,quad app et ainsi de provoquer une rotation de la direction du mode pilote dans un premier sens pendant une première durée et dans un deuxième sens pendant une deuxième durée. Si la première durée et la deuxième durée sont convenablement choisies, les erreurs de facteur d’échelle peuvent être éliminées précisément. Ce n’est pas le cas dans les procédés de l’art antérieur du fait de l’instabilité du facteur d’échelle. On notera que la force stable injectée en entrée ne réduit pas la performance du dispositif de mesure gyroscopique. Procédé (400) de mesure gyroscopique au moyen d’un capteur (10) comprenant un boîtier (12) et un élément vibrant (15) apte à vibrer relativement au boîtier (12) dans un plan de vibration (xy) simultanément suivant une direction (x) d’un mode pilote et suivant une direction (y) d’un mode détection différente de la direction (x) du mode pilote, le procédé comprenant les étapes suivantes de : - initialisation (410), au cours de laquelle on fournit une amplitude pilote (x max ), une amplitude de détection (y max ), une commande d’ajustement (T th ) dont une signature spectrale est prédéterminée, et une vitesse angulaire de calibration (Ω cal ) ; - calibration (420),comprenant : i) l’asservissement à l’amplitude pilote (x max ) d’une première amplitude de vibrations en régime sinusoïdal forcé de l’élément vibrant (15) suivant la direction (x) du mode pilote, ii) simultanément, l’exercice d’une première force stable (F y,phase,supp app ) sur l’élément vibrant (15) configurée pour ne pas perturber la mesure du capteur (10) à partir de la commande d’ajustement (T th ), et l’asservissement à l’amplitude de détection (y max ) d’une deuxième amplitude de vibrations de l’élément vibrant (15) suivant la direction (y) du mode de détection, iii) simultanément, l’exercice d’une deuxième force (F y,quad app ) sur l’élément vibrant (15), suivant la direction (y) du mode de détection et en quadrature de phase avec la première force, la deuxième force (F y,quad app ) étant déterminée sur la base d’une troisième force (F y,phase,ass est ) qui estime la force réellement exercée pour asservir la deuxième amplitude et de la signature spectrale de la commande d’ajustement (T th ) et configurée pour provoquer une rotation de la direction (x) du mode pilote relativement au boîtier (12), une vitesse angulaire instantanée (Ω(t)) du boîtier (12) par rapport à un axe sensible (Z) étant imposée et égale à la vitesse angulaire de calibration (Ω cal ) pendant i), ii) et iii) ; iv) la détermination d’une vitesse angulaire de référence (Ω ref ) à partir de la vitesse angulaire de calibration (Ω cal ) et de mesures des vibrations de l’élément vibrant (15) pendant iii) ; - acquisition (430), comprenant i), ii) iii) de la calibration (420) avec une vitesse angulaire instantanée (Ω(t)) libre ; - détermination (440) d’une vitesse angulaire instantanée mesurée (Ω mes (t)) du boîtier (12) par rapport à l’axe sensible (Z) à partir de mesures des vibrations de l’élément vibrant (15) pendant l’acquisition (430) et de la vitesse angulaire de référence (Ω ref ). Procédé (400) de mesure gyroscopique selon la revendication 1, dans lequel pour la calibration (420), la première force (F y,phase,supp app ) est exercée sur l’élément vibrant (15), suivant la direction (y) du mode de détection et en phase avec les vibrations de l’élément vibrant (15) suivant la direction (x) du mode pilote. Procédé selon l’une quelconque des revendications précédentes, dans lequel la vitesse angulaire de calibration (Ω cal ) est nulle. Procédé selon l’une quelconque des revendications précédentes, dans lequel l’amplitude de détection (y max ) est nulle. Procédé selon l'une quelconque des revendications précédentes, dans lequel la détermination de la deuxième force pendant la calibration (420) et pendant l’acquisition (430) comprennent un filtrage de la troisième force (F y,phase,ass est ) qui estime la force réellement exercée pour asservir la deuxième amplitude. Procédé selon l’une quelconque des revendications précédentes, dans lequel la première force (F y,phase,supp app ) est exercée au moyen d’un dispositif électrostatique (26A) configuré pour exercer une force directement proportionnelle à une position de l’élément vibrant selon la direction (x) du mode pilote et fonction de la commande d’ajustement (T th ). Procédé selon l’une quelconque des revendications précédentes, dans lequel la commande d’ajustement (T th ) est de la forme : où n est un entier strictement positif, T i pour i entier compris entre 1 et n désigne un terme constant et θ désigne une position angulaire de la direction (x) du mode pilote par rapport à un axe de référence (X) d’un repère (XYZ) lié au boîtier, l’axe de référence (X) étant orthogonal à l’axe sensible (Z). Procédé selon l’une quelconque des revendications précédentes, dans lequel une première commande d’ajustement (T th ) est fournie pendant un premier intervalle de temps (t1) et une deuxième commande d’ajustement qui est l’opposée de la première commande d’ajustement est fournie pendant un deuxième intervalle de temps (t2), de sorte que la direction (x) du mode pilote relativement au boîtier tourne dans un premier sens pendant le premier intervalle de temps et dans un sens opposé au premier sens pendant le deuxième intervalle de temps. Capteur gyroscopique comprenant : - un boîtier (12) ; - un élément vibrant (15) apte à vibrer relativement au boîtier (12) dans un plan de vibration (xy) simultanément suivant une direction (x) d’un mode pilote et suivant une direction (y) d’un mode détection différente de la direction (x) du mode pilote ; - un premier module d’asservissement (20), configuré pour recevoir une amplitude pilote (x max ) et asservir à une amplitude pilote (x max ) prédéterminée une première amplitude de vibrations en régime sinusoïdal forcé de l’élément vibrant (15) suivant la direction (x) du mode pilote ; - un deuxième module d’asservissement (25) configuré pour : a) exercer sur l’élément vibrant (15) une première force stable (F y,phase,supp app ) configurée pour ne pas perturber la mesure du capteur (10) à partir d’une commande d’ajustement (T th ) dont une signature spectrale est prédéterminée, b) asservir à une amplitude de détection (y max ) prédéterminée une deuxième amplitude de vibrations de l’élément vibrant (15) suivant la direction (y) du mode de détection, et c) exercer une deuxième force (F y,quad app ) sur l’élément vibrant (15), suivant la direction (y) du mode de détection et en quadrature de phase avec la première force, la deuxième force (F y,quad app ) étant configurée pour provoquer une rotation de la direction (x) du mode pilote relativement au boîtier (12), la deuxième force (F y,quad app ) étant déterminée sur la base d’une troisième force (F y,phase,ass est ) qui est une estimation de la force réellement exercée pour asservir la deuxième amplitude et de la signature spectrale de la commande d’ajustement (T th ) ; - un module de mesure (30) configuré pour générer des mesures des vibrations de l’élément vibrant (15) suivant les directions x du mode pilote et y du mode de détection et pour échanger des informations avec le premier module d’asservissement (20) et avec le deuxième module d’asservissement (25) ; - un module de détermination (35) configuré pour échanger des informations avec le module de mesure (30) et les premier et deuxième modules d’asservissement (20, 25) et pour déterminer : i) une vitesse angulaire de référence (Ω ref ) à partir d’une vitesse angulaire de calibration (Ω cal ) prédéterminée et à partir de mesures des vibrations de l’élément vibrant 15 transmises par le module de mesure (30) dans un mode de calibration pour lequel une vitesse angulaire instantanée (Ω(t)) du boîtier (12) par rapport à un axe sensible (Z) est imposée et égale à la vitesse angulaire de calibration (Ω cal ), et ii) une vitesse angulaire instantanée mesurée (Ω mes (t)) du boîtier (12) par rapport à l’axe sensible (Z) à partir de mesures des vibrations de l’élément vibrant (15) dans un mode d’acquisition dans lequel la vitesse angulaire instantanée (Ω(t)) est libre et à partir de la vitesse angulaire de référence (Ω ref ). Capteur gyroscopique selon la revendication précédente, dans lequel le premier module d’asservissement (20) et le deuxième module d’asservissement (25) comprennent des moyens électrostatiques d’excitation (20A, 25A). Programme d'ordinateur comprenant des instructions qui conduisent le capteur (10) suivant la revendication 9 ou la revendication 10 à exécuter le procédé (400) selon l’une quelconque des revendications 1 à 8.