FR 2750752 A1 19980109 FR 9608406 A 19960705 AMORTISSEUR SEMI-ACTIF A CONTROLE CONTINU EN EFFORT La présente invention concerne les circuits de commande des amortisseurs comportant une boucle de commande directe comprenant un modèle inverse de l'amortisseur, en général, et porte, plus particulièrement, sur un amortisseur semi-actif à contrôle continu en effort. La demande de brevet français FR 94 08 337, non encore publiée, de la demanderesse pose le principe général du suivi en effort par modèle inverse selon un schéma en boucle ouverte. Conformément aux caractéristiques essentielles de l'amortisseur semi-actif commandé par un circuit de commande décrit dans cette demande de brevet français FR 94 08 337, le circuit de commande comporte une boucle de commande directe composée d'un modèle inverse de l'amortisseur. De plus, le modèle inverse de l'amortisseur détermine une valeur d'un courant électrique théorique ith de commande d'une valve de compression et d'une valve de détente à partir d'une mesure d'une valeur d'une vitesse relative y entre deux extrémités de l'amortisseur et d'une valeur de20 consigne d'effort Fc. Une boucle de rétroaction en effort introduit au courant électrique théorique ith de commande un terme correctif 6i de type proportionnel de manière à tenir compte d'une erreur d'effort eF entre la valeur de consigne25 d'effort Fc et la valeur mesurée de la force effective F exercée. Le modèle inverse de l'amortisseur est défini par les expressions: /y/ ith=Kmn, en phase de détente (ry>0), et ith=K13, en phase de compression (yr suppose l'incompressibilité du fluide. Cette hypothèse n'est toutefois pas valable pour toute les applications. Aussi un but de l'invention est-il un dispositif de contrôle continu en effort d'un amortisseur semi-actif, permettant de s'affranchir du problème de compressibilité du fluide. Conformément à l'invention, l'amortisseur semi-actif commandé par un circuit de commande se caractérise en ce que ledit circuit de commande comporte une boucle de commande directe composée d'un modèle inverse de l'amortisseur, ledit modèle inverse étant basé sur des grandeurs physiques. L'amortisseur semi-actif de l'invention satisfait également à l'une au moins des caractéristiques suivantes: - ledit modèle inverse de l'amortisseur détermine une valeur d'un courant électrique théorique ith de commande d'une valve de compression et d'une valve de détente, ou d'une valve unique regroupant ces deux fonctions, à partir20 d'une mesure d'une valeur d'une vitesse relative r entre deux extrémités de l'amortisseur et d'une valeur de consigne d'effort Fc, des vitesses équivalentes Ye étant déduites de ladite vitesse relative y, - ledit modèle inverse de l'amortisseur comporte: 25. un premier bloc d'estimation de la perte de charge APCL du clapet ouvert, à savoir: le clapet de détente, en détente, et le clapet de compression, en compression,. un deuxième bloc d'estimation de la perte de charge APV de la valve active, 30. un troisième bloc de calcul de l'intensité de commande ith idéale de la valve, un quatrième bloc de calcul du terme correctif à la vitesse y, un sommateur, - ledit premier bloc assure le calcul de la perte de charge APCL au niveau du clapet ouvert, - ladite grandeur de sortie APCL dudit premier bloc est interpolée à partir d'un réseau de caractéristiques tabulées en fonction des grandeurs d'entrée y et ith dudit premier bloc, ledit deuxième bloc assure l'estimation de la perte de charge APV à réaliser par la valve de commande active placée entre la chambre sous pression et l'accumulateur, - la sortie APV du bloc est calculée en fonction des deux entrées du bloc Fc et APCL: APV = ( Fc - APCL S2) / Si, en détente (valve 10) APV = (-Fc - APCL Si) / S2, en compression (valve 9), - l'information de vitesse mesurée y est corrigée par la sortie &9 d'un bloc pour former en sortie d'un sommateur, une vitesse équivalente ye = y + 5y, - ledit quatrième bloc calcule le terme de vitesse correctif 6y, - ledit terme de vitesse correctif 5r est donné par l'expression: dAPv = s(y) r(y) dt - ledit troisième bloc assure le calcul de lintensité de commande ith idéale en fonction des deux entrées APV et Ye dudit troisième bloc, - lesdites valves ont été préalablement caractérisées par l'identification d'un gain non linéaire K(i) reliant la perte de charge mesurée APv mesure à la valve, la vitesse équivalente mesurée yemesuré construite à partir des mesures de APv mesure et yr et l'intensité i, sous la forme: APv mesure K(i) = yle mesure ye mesure - on détermine l'intensité ith réalisant pour les grandeurs calculées en sortie du deuxième bloc APv et en sortie du sommateur ye, l'identité APv K(ith) = IyeI ye ith est par exemple déterminée en minimisant la fonction derreur sK(i) sur l'ensemble des intensités admissibles, c'est à dire ith telle que: APv sK(ith) = min[sK(i)] = min[K(i) - 1], i i Kyel re expression dans laquelle: K(i) est le gain non linéaire identifié à partir des mesures, APV est la perte de charge à réaliser, calculée en sortie du deuxième bloc, Ye est la vitesse équivalente calculée en sortie du sommateur, - une boucle de rétroaction en effort, introduit audit courant électrique théorique ith de commande, un terme correctif Ai de type proportionnel de manière à tenir compte20 d'une erreur d'effort sF entre ladite valeur de consigne d'effort Fc et une valeur mesurée d'une force effective F exercée. Un avantage du dispositif de contrôle continu en effort d'un amortisseur semi-actif de l'invention est de suivre un effort de consigne dissipatif c'est-à-dire de réaliser de façon continue une infinité de lois force- vitesse relative contrairement aux amortisseurs pilotés de l'art antérieur dont les systèmes de contrôle ne permettent d'assurer qu'un nombre limité de caractéristiques.30 Un autre avantage du dispositif de contrôle continu en effort d'un amortisseur semi-actif de l'invention est de permettre l'utilisation de composants hydrauliques, dans le cas d'un amortisseur hydraulique, standards bas de gamme. Un autre avantage du dispositif de contrôle continu en effort d'un amortisseur semi-actif de l'invention est d'autoriser un fonctionnement satisfaisant du système avec une instrumentation réduite à un seul capteur de vitesse, l'utilisation d'un capteur de force étant optionnelle et n'intervenant alors que pour des corrections mineures. Un autre avantage du dispositif de contrôle continu en effort d'un amortisseur semi-actif de l'invention est de pouvoir suivre, lors des phases dissipatives du mouvement, une loi de commande formulée en termes d'effort. D'autres buts, caractéristiques et avantages de l'invention apparaîtront à la lecture de la description du mode de réalisation préféré du dispositif de contrôle continu en effort d'un amortisseur semi-actif, description faite en liaison avec les dessins dans lesquels: - la figure 1 représente un schéma de principe de l'amortisseur semi-actif piloté conforme à l'invention et tel que décrit dans la demande de brevet français FR 94 08 337, non encore publiée, de la demanderesse, - la figure 2 représente un schéma de principe du circuit de commande de l'amortisseur semi-actif piloté conforme à l'invention et tel que décrit dans la demande de brevet français FR 94 08 337, non encore publiée, de la demanderesse, - la figure 3 représente un schéma de principe de l'amortisseur semi-actif piloté conforme à l'invention, - la figure 4 représente un schéma de principe du circuit de commande de l'amortisseur semi-actif piloté à contrôle continu en effort conforme à la présente invention. La figure 1 représente un schéma de principe de l'amortisseur semi- actif piloté conforme à l'invention et tel que décrit dans la demande de brevet français FR 94 08 337, non encore publiée, de la demanderesse. L'amortisseur semi-actif piloté conforme à l'invention comporte un corps 1 dans lequel coulisse un piston 2 plein muni d'une tige 3 l'ensemble constituant un vérin 14. Le piston 2 délimite une première chambre 4 dite chambre de compression et une seconde chambre 5 dite chambre de détente. Le corps 2 est rempli d'un fluide 6, par exemple d'huile hydraulique. L'amortisseur semi-actif comprend également un premier clapet anti- retour 7 dit clapet de compression et un second clapet anti-retour 8 dit clapet de détente. Une première valve hydraulique 9 dite valve de compression et une seconde valve hydraulique 10 dite valve de détente sont pilotées électriquement. L'amortisseur semi-actif comprend également un accumulateur 11 oléopneumatique préchargé constitué d'une chambre. Un tel accumulateur 11 oléopneumatique forme un volume fixe comprenant un gaz inerte sous pression et de l'huile hydraulique à laquelle le gaz communique sa pression. Les deux fluides sont généralement séparés physiquement par une membrane ou une vessie. La fonction de cet accumulateur consiste, d'une part, à absorber le volume d'huile correspondant au volume de la tige lorsque l'amortisseur est complètement comprimé et, d'autre part, à assurer une pression minimale dans le circuit hydraulique. Le clapet de compression 7 et la valve de détente 10 sont montés en parallèle et sont disposés entre la chambre de détente 5 et la chambre de l'accumulateur 11.25 Le clapet de détente 8 et la valve de compression 9 sont montés en parallèle et sont disposés entre la chambre de compression 4 et la chambre de l'accumulateur 11. Enfin, l'amortisseur semi-actif comprend un capteur de force 12 et un capteur de vitesse relative 13. La figure 2 représente un schéma de principe de la commande de l'amortisseur semi-actif piloté conforme à l'invention et tel que décrit dans la demande de brevet français FR 94 08 337, non encore publiée, de la demanderesse.35 Les références utilisées dans cette figure 2 et leur signification sont indiquées ci-après: Fc: consigne de force, F: force effective, Fm: mesure par capteur de la force effective F, sF: erreur d'effort, sF=Fc-Fm, y: vitesse relative entre les deux extrémités de l'amortisseur, i: courant électrique de commande des valves, ith: courant de commande théorique déterminée par le modèle inverse et à appliquer aux vannes hydrauliques pour obtenir l'effort Fc, 8i: correction supplémentaire à i=ith+âi pour tenir compte de l'erreur d'effort sF. Le fonctionnement hydraulique de l'amortisseur semi- actif piloté conforme à l'invention est décrit ci-après en liaison avec les figures 1 et 2. On distingue deux phases dans le fonctionnement hydraulique de l'amortisseur semi-actif piloté de l'invention: - une première phase dite phase de compression, symbolisée sur la figure 1 par la flèche C, et - une phase dite phase de détente, symbolisée sur la figure 1 par la flèche D. Lors de la phase de compression le piston 2 pénètre dans le corps 1 du vérin et lors de la phase de détente le piston 2 sort du corps 1 du vérin. En phase dite de compression, le fluide 6 contenue dans la chambre de compression 4 est comprimé. Le clapet anti-retour de détente 8 est bloqué, ce qui force le fluide à passer par la valve de compression 9. Le clapet anti-retour de compression 7 permet au fluide 6 de court-circuiter la valve de détente 10 et de remplir librement la chambre de détente 5. Le pilotage de la valve de compression 9 permet de contrôler le niveau de pression dans la chambre de compression 4 et donc de contrôler l'effort de réaction exercé en compression. En phase dite de détente, le rôle des organes est inversé. La valve de détente 10 contrôle le passage du fluide 6 de la chambre de détente 5 vers la chambre de l'accumulateur 11, ce qui permet de moduler l'effort de détente. Le clapet de détente 8 est actif et laisse libre le passage du fluide 6 de la chambre de détente 5 vers la chambre de l'accumulateur 11. Les valves de compression 9 et de détente 10 sont pilotées de préférence électriquement de façon à moduler l'effort d'amortissement qui est toujours opposé à la vitesse. Il résulte de ce qui précède que l'amortissement reste un système dissipatif. La modulation de l'effort exercé permet d'asservir cet effort à une consigne d'effort Fc élaborée par un calculateur (non représenté). Le problème de base consiste à déterminer le courant de commande i à appliquer aux valves de compression 9 et de détente 10 pour réaliser la consigne d'effort Fc. L'exploitation des relations qui traduisent l'équilibre des débits volumiques de chaque chambre de l'amortisseur à vitesse constante, et ce pour les phases de compression et de détente, à permis de déduire une relation25 simple entre le courant ith délivré par un modèle inverse 15 de l'amortisseur, la vitesse relative instantanée y et l'effort d'amortissement. Cette relation est par exemple donnée par la formule suivante, en phase de détente: F=P( S2 2.S2..*2+P( Si)2.Sl.2-(P3-Pe)St 2 Gi.i 2 Cd. A31(AP31) o: F est l'effort d'amortissement exercé, p la masse volumique de l'huile, S1 la section du piston, côté sans tige, soumise à la pression, S2 la section du piston, côté tige, soumise à la pression, St la section de la tige, y la vitesse relative, Gi le gain en pression de la valve de commande, i le courant de commande, Cd le coefficient de débit du clapet anti-retour de détente, A31 la section de passage géométrique du clapet anti- retour de détente, AP31 la perte de charge entre l'accumulateur et la chambre mise en dépression, P3 la pression dans l'accumulateur et Pe la pression atmosphérique. L'exploitation de ce modèle d'amortisseur, dans le sens o, en fonction de l'effort désiré Fc et de la vitesse mesurée y, on cherche le courant ith à appliquer aux organes de commande, revient à exploiter un modèle inverse 15 de l'amortisseur. Du fait des simplifications dans l'établissement de la loi d'amortissement et donc dans le modèle inverse 15 de l'amortissement, un terme correctif 5i de type proportionnel est introduit par le biais d'une boucle de rétro-action 16 en effort.25 Cette boucle de rétroaction 16 permet, par la mesure Fm, au moyen du capteur de force 12 de l'effort F exercé, de réaliser le signal d'erreur sF entre la force de consigne Fc et la force mesurée Fm. Ce signal d'erreur sF est appliqué à un correcteur 17, lequel délivre la correction supplémentaire 6i au courant de commande i des valves 9, 10. La valeur de la vitesse relative y est introduite dans le modèle inverse 15 de l'amortisseur par le biais d'une boucle de rétroaction 18 en vitesse.35 La boucle de rétro-action 18 en vitesse inclue le capteur de vitesse 13. La valeur du courant théorique ith de commande est déterminée par le modèle inverse 15 de l'amortisseur. Ce courant théorique ith de commande est appliqué aux valves hydrauliques, pour obtenir l'effort Fc, par le biais d'une boucle de commande directe 19. La boucle de commande directe 19 inclue le modèle inverse 15 de l'amortisseur lequel est défini, par exemple, par les expressions: ith=K 23, en phase de détente (y>0), et ith=K13Y- en phase de compression (y application en tant que suspension secondaire transversale d'un véhicule ferroviaire de transport de voyageurs. La description qui suit porte plus particulièrement sur un amortisseur semi-actif à contrôle continu en effort selon la présente invention.20 La figure 4 représente un mode de réalisation préféré du schéma de principe du circuit de commande de l'amortisseur semi-actif à contrôle continu en effort selon la présente invention. Le schéma de principe représenté sur cette figure 4 complète donc le schéma de principe de l'amortisseur semi- actif piloté et tel que décrit dans la demande de brevet français FR 94 08 337, non encore publiée, de la demanderesse. Les éléments communs aux figures 2 et 4 portent les mêmes références. Le correcteur 17 et le capteur de force 12 figurent aux figures 3 et 4 bien qu'ils sont optionnels et ne sont donc pas utilisés en pratique. Un amortisseur conventionnel restitue un effort hydraulique dissipatif Fv en fonction de sa vitesse de sollicitation y sans possibilité de réglage externe. Pour l'amortisseur piloté, l'idée de base consiste à inverser cette causalité, à savoir, à partir de la connaissance de la vitesse y et de l'effort de consigne Fc, déterminer le paramètre de réglage (intensité ith de commande de la valve) permettant d'obtenir Fv = Fc. A partir de la compréhension du comportement physique du dispositif, a donc été mis en place un modèle du système permettant de relier la vitesse Y, l'effort de consigne Fc et l'intensité de commande ith puis on a développé un modèle inverse. Des vitesses équivalentes Ye ont été déduites de la vitesse r plutôt que de travailler à partir de la vitesse y elle-même de manière à étendre ce schéma de commande au cas présent de système avec un fluide compressible. La description qui suit concerne le schéma de commande en boucle ouverte. Les techniques d'asservissement classique élaborées à partir d'un signal d'erreur (sF=Fv-Fc) sont inefficaces pour notre application et nécessitent dans la boucle principale la mesure de l'effort réalisé Fv. Un schéma en boucle ouverte a été développé permettant de déterminer directement l'intensité de commande ith en fonction de l'effort désiré Fc et de la vitesse y, sans mesure de l'effort réalisé. La description qui suit concerne la correction de la vitesse de sollicitation à partir d'une estimation des dynamiques de pression et introduit la notion de vitesse équivalente. La compressibilité du fluide impose des caractéristiques force-vitesse Fv = fct(9r,i) hystérétiques impropres à l'application du principe du modèle inverse35 formulé en fluide incompressible. L'information de vitesse y a été corrigée sous la forme d'une vitesse équivalente Ye pour avoir une description univoque des caractéristiques: Fv = fct(ye,i) permettant d'exploiter l'idée du modèle inverse. La compressibilité du fluide intervient au niveau des équations de continuité des volumes de fluide des chambres de compression 4 et de détente 5 sous la forme d'un débit de compressibilité lié à la dérivée de la pression. La vitesse y a donc été corrigée par un terme proportionnel à la dérivée de la pression de la chambre sous tension, pour revenir à une formulation analogue à celle obtenue sous l'hypothèse de fluide incompressible. En négligeant la variation de pression au niveau de l'accumulateur, la pression de travail de la chambre sous tension est sensiblement égale à la perte de charge voulue au niveau de l'orifice de passage actif de la valve de contrôle APV. Ce qui se traduit par l'expression: dAPv ye=y-sign () r (y) dt dt o Ye est la vitesse équivalente estimée en remplacement de y. La description qui suit concerne la mise en avance de phase de la consigne de la valve. La fonction sign est relative à la phase de sollicitation, le coefficient r(V) est modulé en fonction de la vitesse relative de sollicitation. Une valeur positive respecte la justification théorique liée à la prise en compte de la compressibilité du fluide. Une valeur négative met en avance de phase la vitesse équivalente, ce qui permet de limiter la vitesse de fermeture de la valve aux faibles vitesses et donc évite tout blocage hydraulique. La description qui suit concerne la mise en forme de la consigne en effort. A partir d'une loi de commande U, issue par exemple de la théorie de la commande optimale, la consigne en effort est bornée au domaine dissipatif imposée par les caractéristiques limites physiques faible (valve ouverture maxi) et forte (valve ouverture mini) de l'amortisseur. L'effort de commande dissipatif obtenu, correspondant à une stratégie semi-active, est noté Usa. De plus, les caractéristiques naturelles du système à ouverture de valve donnée étant quadratiques, on met en forme la consigne, pour les faibles vitesses (seuil de vitesse Vo), sous la forme d'un raccord quadratique (Cv r IJyI) afin de lever l'indétermination de l'intensité de commande de la valve à vitesse nulle: Fc=(1-q) Cv ylYj+q Usa, q=min(lyI/Vo, 1) Un mode de réalisation préféré du schéma hydraulique de l'amortisseur semi-actif selon l'invention est représenté à la figure 3. Dans la figure 3, Pi est la pression dans la chambre , P2 est la pression dans la chambre 4 et P3 est la pression dans l'accumulateur 11. Cld désigne le clapet de détente et Clc désigne le clapet de compression, respectivement référencé 8 et 7 dans la figure 1. Vc et Vd désignent les orifices de passage d'une valve 20, par exemple de type proportionnelle 4/2 (cf. figure 3) ou bien les orifices de passage de deux valves 2/2 (cf. valves 9 et 10 de la figure 1). Un avantage de ce schéma selon l'invention, est la possibilité de mise en oeuvre d'une seule valve avec un pilotage en parallèle des deux sections de passages Vd et Vc comme représenté à la figure 3. Le principe de fonctionnement est repris ci-dessus. En phase de détente (piston sortant), le clapet anti- retour de détente CLd court-circuite l'orifice de valve inactif Vc et permet de remplir librement la chambre 2. Le clapet CLc est fermé. Le pilotage de la section de passage de l'orifice actif de la valve Vd permet de contrôler la pression dans la chambre 1 et donc l'effort Fv exercé en détente par l'amortisseur. Le fonctionnement est symétrique en compression. L'effort développé par l'amortisseur peut être décomposé sous la forme: F = (P1-P3)Si-(P2-P3)S2 - (P3-Pe)St Fv Fpneum On ne s'intéresse qu'à la partie hydraulique dissipative Fv. A titre d'exemple, le mode de calcul dans la phase de détente est décrit ci-après en liaison avec la figure 3. La perte de charge au niveau du clapet ouvert CLd est calculée en fonction de la vitesse y et de l'intensité de la valve selon une caractéristique tabulée. Il s'agit d'un terme correctif. L'intensité de commande permet de prendre en compte l'influence de l'ouverture de l'orifice Vc sur la loi de débit du clapet.20 APCLd = P3-P2 = Gcld(y,ith) La perte de charge voulue au niveau de l'orifice de la valve actif Vd est calculée à partir de l'expression de Fc et de APCL: APv = Pl-P3 = (Fc-APclS2)/Sl APV est dérivé numériquement puis multiplié par le gain variable en fonction de la vitesse r(y) pour déterminer la vitesse équivalente de travail: dAPv Ye = y-r(y) dt dt L'intensité de commande est calculée pour assurer le point de fonctionnement: APv = fct(ith, Ye) Cette caractéristique a été préalablement identifiée sous la forme d'un gain non linéaire tabulé K(ith) tel que: APV = K(ith) l Yel Ye Le principe du modèle inverse consiste à déterminer ith tel que {(APv ith = K-1 (I, I) La description qui suit porte sur la boucle de commande directe 19 et concerne, plus particulièrement, le modèle inverse 15 de l'amortisseur. L'élément 15 représenté à la figure 4 assure la fonction globale de modèle inverse. Ce modèle inverse 15 de l'amortisseur permet de déterminer l'intensité de commande idéale ith en fonction de l'effort de consigne Fc et de la vitesse mesurée y. Il regroupe différents blocs, à savoir: - un premier bloc 15A relatif à l'estimation de la perte de charge APCL du clapet ouvert, - un deuxième bloc 15B relatif à l'estimation de la perte de charge APV de la valve active, - un troisième blocs 15C relatif au calcul de l'intensité de commande ith idéale de la valve, - un quatrième bloc 15D relatif au calcul du terme correctif &y à la vitesse, - un sommateur 15E. Le schéma interne du bloc 15 est fondé sur une interprétation physique du système. Il fait apparaître les différentes grandeurs physiques estimées, à savoir: - la perte de charge estimée APCL du clapet ouvert: en phase détente, cette perte de charge estimée APCL est une estimation de P3 - P2 pour le clapet de détente 8, en phase compression, cette perte de charge estimée APCL est une estimation de P3 - Pl pour le clapet de compression 7, - l'estimation de la perte de charge APV à réaliser par la valve de commande active située entre la chambre sous pression et l'accumulateur, en phase détente, cette perte de charge APV est une estimation de Pl - P3 à réaliser pour la valve 10, en phase compression, cette perte de charge APV est une estimation de P2 - P3 à réaliser pour la valve 9, - la vitesse équivalente calculée Ye = Y + 5& à partir de la vitesse mesurée y et d'un terme de vitesse correctif 8y. La description qui suit porte sur les fonctions détaillées des blocs composant le modèle inverse 15 de l'amortisseur. Le bloc 15A assure le calcul de la perte de charge APCL au niveau du clapet ouvert, à savoir: le clapet 8 en détente et le clapet 7 en compression. La grandeur de sortie APCL du bloc 15A est interpolée à partir d'un réseau de caractéristiques tabulées en fonction des grandeurs d'entrée y et ith de ce bloc 15A. Le bloc 15B assure l'estimation de la perte de charge APV à réaliser par la valve de commande active placée entre la chambre sous pression et l'accumulateur. La sortie APV du bloc 15B est calculée en fonction des deux entrées du bloc Fc et APCL: APV = ( Fc - APCL S2) / Sl, en détente (valve 10) APV = (-Fc - APCL S1) / S2, en compression (valve 9) Afin de tenir compte de la compressibilité du fluide, l'information de vitesse mesurée r est corrigée par la sortie 5r du bloc 15D pour former en sortie du sommateur E, une vitesse équivalente Ye = Y + 6Y- Le bloc 15D calcule le terme de vitesse correctif té dAPv 8y =s() r(y), dt donc Ye devient dAPv Ye = Y + E(y) r(y) dt avec s() = -1 si y > O (détente) = 1 si y r(yr) gain variable fonction de la vitesse dAPv dérivée temporelle de APV. dt Le bloc 15C assure le calcul de l'intensité de commande ith idéale en fonction des deux entrées APV et rYe du bloc 15C. Les sections de passage des orifices Vc et Vd des valves 9 et 10, respectivement, ont été préalablement caractérisées par l'identification de gains non linéaires K(i) reliant la perte de charge mesurée à l'orifice considéré APVmesuré, la vitesse équivalente mesurée Yemesuré construite à partir des mesures de APVmesuré et y, et l'intensité i sous la forme: APv mesuré K(i) = lye mesurél Ye mesuré Dans le bloc 15C, on exploite cette caractérisation en déterminant l'intensité ith satisfaisant APv K(ith) = IYel Ye expression dans laquelle: K(i) est le gain non linéaire identifié à partir des mesures, APV est la perte de charge à réaliser, calculée en sortie du bloc 15B, Ye est la vitesse équivalente calculée en sortie du25 sommateur 15E. L'équation non linéaire d'inconnue ith précédente est reformulée en problème de minimisation. ith est calculée comme l'intensité minimisant la fonction d'erreur sK(i) sur l'ensemble des fonctions admissibles: APv SK(ith) = min[sK(i)] = min[ IK(i) - I]. i i ye Ye REVENDICATIONS 1. Amortisseur semi-actif commandé par un circuit de commande, caractérisé en ce que ledit circuit de commande comporte une boucle de commande directe (19) composée d'un modèle inverse (15) de l'amortisseur, ledit modèle inverse (15) étant basé sur des grandeurs physiques. 2. Amortisseur selon la revendication 1, dans lequel ledit modèle inverse (15) de l'amortisseur détermine une valeur d'un courant électrique théorique ith de commande d'une valve de compression (9) et d'une valve de détente (10), ou d'une valve unique (20) regroupant ces deux fonctions, à partir d'une mesure d'une valeur d'une vitesse relative y entre deux extrémités de l'amortisseur et d'une valeur de consigne d'effort Fc, des vitesses équivalentes Ye étant déduites de ladite vitesse relative y. 3. Amortisseur selon l'une quelconque des revendications 1 et 2, dans lequel ledit modèle inverse (15) de l'amortisseur comporte: un premier bloc (15A) d'estimation de la perte de charge APCL du clapet ouvert, à savoir: le clapet (8) en détente et le clapet (7) en compression, - un deuxième bloc (15B) d'estimation de la perte de charge APV de la valve active (9, 10), - un troisième bloc (15C) de calcul de l'intensité de commande ith idéale de la valve (9, 10), - un quatrième bloc (15D) de calcul du terme correctif 6y à la vitesse y, - un sommateur (15E). 4. Amortisseur selon la revendications 3, dans lequel ledit premier bloc (15A) assure le calcul de la perte de charge APCL au niveau du clapet ouvert (7, 8). 5. Amortisseur selon la revendications 4, dans lequel ladite grandeur de sortie APCL dudit premier bloc (15A) est interpolée à partir d'un réseau de caractéristiques tabulées en fonction des grandeurs d'entrée y et ith dudit premier bloc (15A). 6. Amortisseur selon la revendications 3, dans lequel ledit deuxième bloc (15B) assure l'estimation de la perte de charge APV à réaliser par la valve de commande active placée entre la chambre sous pression et l'accumulateur. 7. Amortisseur selon la revendications 6, dans lequel la sortie APV du bloc (15B) est calculée en fonction des deux entrées du bloc Fc et APCL: APV = ( Fc - APCL S2) / Si, en détente (valve 10) APV = (-Fc - APCL Si) / S2, en compression (valve 9). 8. Amortisseur selon l'une quelconque des revendications 6 et 7, dans lequel l'information de vitesse mesurée y est corrigée par la sortie 6y dudit bloc (15D) pour former en sortie dudit sommateur (15E), une vitesse équivalente Ye = Y + 69 9. Amortisseur selon la revendications 3, dans lequel ledit quatrième bloc (15D) calcule le terme de vitesse correctif 6,. 10. Amortisseur selon la revendications 9, dans lequel ledit terme de vitesse correctif 8r est donné par l'expression: dAPv 69 = s(y) r(9) dt 11. Amortisseur selon la revendications 3, dans lequel ledit troisième bloc (15C) assure le calcul de l'intensité de commande ith idéale en fonction des deux entrées APV et Ye dudit troisième bloc (15C). 12. Amortisseur selon la revendications 11, dans lequel lesdites valves (9, 10) ont été préalablement caractérisées par l'identification d'un gain non linéaire K(i) reliant la perte de charge mesurée APVmesuré de la valve, la vitesse équivalente Ye, construite à partir des mesures APV et y, et l'intensité i, sous la forme: APv mesuré K(i) = y e mesurél Ye mesuré 13. Amortisseur selon l'une quelconque des revendications 11 et 12, dans lequel on détermine l'intensité ith minimisant la fonction d'erreur sK(i) sur l'ensemble des intensités admissibles, c'est à dire ith telle que: APv sK(ith) = min[sK(i)] = min[IK(i) - j], i i IyeI Ye expression dans laquelle: K(i) est le gain non linéaire identifié à partir des mesures, APV est la perte de charge à réaliser, calculée en sortie du bloc 15B, Ye est la vitesse équivalente calculée en sortie du sommateur (15E). 14. Amortisseur selon l'une quelconque des revendications 1 à 13, dans lequel une boucle de rétroaction (16) en effort, introduit audit courant électrique théorique ith de commande, un terme correctif 6i de type proportionnel de manière à tenir compte d'une erreur d'effort eF entre ladite valeur de consigne d'effort Fc et une valeur mesurée d'une force effective F exercé. 15. Amortisseur selon l'une quelconque des revendications 1 à 14, dans lequel la consigne est donnée par l'expression: Fc=(1-q) Cv Yl rl+q Usa, q=min(Ir l/Vo, 1)