FR 2863066 A1 20050603 FR 0452522 A 20041104 Domaine de l'invention La présente invention concerne un procédé de commande d'au moins un organe de réglage d'une conduite de flux massique, cette commande d'au moins un organe de réglage modifiant la résistance aé- raulique de la conduite de flux massique. Etat de la technique On connaît déjà des procédés de commande d'au moins un organe de réglage installé dans une conduite de flux massique. Selon ces procédés, en commandant au moins un organe de réglage on modifie la résistance aéraulique dans la conduite de flux massique. Un tel organe de réglage est par exemple une soupape de dérivation installée dans une dérivation contournant la turbine d'un turbocompresseur de gaz d'échappement installée dans la conduite des gaz d'échappement d'un moteur thermique (montage en parallèle). Par une commande appropriée de la soupape de dérivation on peut régler une pression de charge (pression d'alimentation) voulue dans la conduite d'admission du moteur thermique en aval du compresseur faisant partie du turbocompresseur de gaz d'échappement. La régulation d'un moteur thermique à suralimentation se fait actuellement en général en tenant compte de la pression d'alimentation. Pour cela on utilise la pression dans la conduite d'admission en aval du compresseur comme grandeur de régulation et la position de la soupape de dérivation comme grandeur de réglage. A la fois le retard occasionné par le chemin de régulation et le fait que le fonction- nement de l'organe de régulation est l'inverse de la grandeur de régulation dans certaines plages de fonctionnement rendent extrêmement complexe la régulation s'appuyant sur un modèle physique. Alors que pour un point de fonctionnement stationnaire avec des valeurs de consigne pour la position de la soupape de dérivation ou la pression d'alimentation, il suffit d'utiliser un champ de caractéristiques, dans le cas d'un fonctionnement dynamique on rencontre des difficultés ne permettant pas d'avoir une solution optimale pour une telle structure de régulation. Exposé et avantages de l'invention La présente invention concerne un procédé de commande du type défini ci-dessus, caractérisé en ce qu'on prédéfinit une pression en amont de l'au moins un organe de réglage de la conduite de flux massi- que, en fonction de cette pression prédéfinie on détermine une grandeur caractéristique correspondant à la résistance aéraulique de la conduite de flux massique et on commande l'au moins un organe de réglage pour régler cette grandeur caractéristique associée à la résistance aéraulique de la conduite de flux massique. Le procédé selon l'invention offre l'avantage de prédéfinir la pression en amont d'au moins un organe de réglage dans la conduite de flux massique et qu'en fonction de cette pression prédéfinie on détermine la grandeur caractéristique associée pour la résistance aéraulique de la conduite de flux massique. Avec cette grandeur caractéristique on commande l'organe de réglage pour obtenir la résistance aéraulique voulue dans la conduite de flux massique. Cela permet de régler la pression pré- définie avec un retard réduit au minimum donnant un meilleur comportement dynamique. Cela est particulièrement avantageux lorsque le procédé selon l'invention est appliqué au moteur thermique d'un véhicule. L'organe de réglage est alors constitué par la soupape de dérivation ins- tallée dans la conduite de dérivation de la turbine du turbocompresseur de gaz d'échappement (montage en parallèle). Cela permet de régler avec un retard réduit au minimum, la contre-pression voulue des gaz d'échappement en amont de la turbine donnant ainsi un comportement routier très dynamique. La commande correspondante de la soupape de dérivation peut également s'intégrer dans la régulation existante de la pression d'alimentation (pression de charge) sous la forme d'une commande amont. Il est particulièrement avantageux que la grandeur caractéristique de la résistance aéraulique soit le degré d'ouverture de l'organe de réglage ou d'au moins un organe de réglage. Cela permet de régler directement par le degré d'ouverture la grandeur de réglage de cet organe de réglage donnant la pression prédéfinie et permettant ainsi de régler de manière exacte et très rapide la pression prédéterminée. Suivant une autre caractéristique avantageuse, à partir de la pression prédéfinie, du débit massique dans la conduite de flux massique et de la température du débit massique en amont de l'au moins un organe de réglage dans la conduite de flux massique, on détermine une valeur caractéristique de débit proportionnelle à l'inverse de la résistance aéraulique et à partir de cette valeur caractéristique de débit on déduit la valeur caractéristique de la résistance aéraulique. On peut ainsi obtenir plus simplement, et de manière moins coûteuse, la valeur caractéristique de la résistance aéraulique à partir de la pression prédéterminée. D'une manière particulièrement avantageuse, l'organe de réglage est la géométrie variable de la turbine installée dans la conduite de flux massique ou de la soupape de dérivation d'une dérivation de la turbine de la conduite de flux massique (montage en parallèle). On accélère ainsi la réponse du turbocompresseur de gaz d'échappement au réglage d'une contrepression souhaitée pour les gaz d'échappement ou d'une pression d'alimentation souhaitée. On améliore et on accélère la réaction également pour régler un taux souhaité de réintroduction des gaz d'échappement dans le moteur thermique si l'organe de réglage est la soupape de réintroduction des gaz d'échappement équipant la conduite de réintroduction des gaz d'échappement du moteur the' inique. D'une manière particulière avantageuse, à partir de la grandeur caractéristique associée à la résistance aéraulique à régler pour la conduite de flux massique et à la pression prédéfinie, on détermine une grandeur caractéristique de la résistance aéraulique de l'au moins un organe de réglage et on règle cet organe par la commande. Cette caractéristique permet de réaliser d'une manière particulièrement simple la résistance aéraulique qu'il faut régler pour la conduite de flux massique par le réglage de la résistance aéraulique qui est déduite pour au moins un organe de réglage. D'une manière particulièrement avantageuse, on utilise plusieurs organes de réglage et on forme la plage de réglage de la grandeur caractéristique de la résistance aéraulique de la conduite de flux massique par les plages de réglage des différents organes de réglage pour régler les grandeurs caractéristiques de la résistance aéraulique des différents organes de réglage. Cela permet de réaliser la résistance aéraulique à régler pour la conduite de flux massique également par la mise en cascade d'organes de réglage comme cela est par exemple le cas pour la surah- mentation à plusieurs étages d'un moteur thermique. Si l'on utilise plu- sieurs organes de réglage pour obtenir la résistance aéraulique souhaitée dans la conduite de flux massique, on peut également régler de manière différenciée la résistance aéraulique souhaitée pour la conduite de flux massique. Cela correspond à plusieurs degrés de liberté pour régler la résistance aéraulique souhaitée pour la conduite de flux massique; ces degrés de liberté peuvent s'utiliser sans que cela ne soit au détriment du temps de réponse de la conversion de la résistance aéraulique souhaitée pour la conduite de flux massique. Il est particulièrement avantageux que les plages de réglage d'au moins deux organes de réglage soient commandées avec chevauche-ment. On obtient ainsi une plage transitoire dans laquelle on peut régler la résistance aéraulique souhaitée pour la conduite de flux massique en commandant les deux organes de réglage. On compense ainsi les tolérances, en particulier si les deux organes de réglage sont associés chacun à une turbine d'un turbocompresseur de gaz d'échappement pour commander la pression d'alimentation ou la contre-pression des gaz d'échappement. Ces tolérances résultent par exemple du temps de réponse différent des turbines des turbocompresseurs de gaz d'échappement. Il est également avantageux de commander sans chevauchement toutes les plages de réglage de tous les organes de réglage. Cela permet de réaliser la résistance aéraulique souhaitée pour la conduite de flux massique selon une plage de réglage totale aussi grande que possible. Suivant une caractéristique particulièrement avantageuse, la conduite de flux massique est la conduite des gaz d'échappement d'un moteur thermique, les gaz d'échappement entraînant au moins une turbine, notamment un turbocompresseur de gaz d'échappement et au moins une turbine est combinée à un organe de réglage qui influence la résistance aéraulique de la conduite des gaz d'échappement au niveau de cette turbine en fonction de la pression prédéterminée en amont de la première turbine dans la conduite des gaz d'échappement. Grâce à cette caractéristique on minimise le temps de ré- ponse du turbocompresseur de gaz d'échappement pour la conversion d'une pression d'alimentation ou d'une contre-pression de gaz d'échappement, voulues. Dessins La présente invention sera décrite ci-après de manière plus 30 détaillée à l'aide d'un exemple de réalisation représenté dans les dessins annexés dans lesquels: la figure 1 est une vue schématique d'une conduite de flux ou débit massique équipée d'un organe de réglage, la figure 2 montre une machine the' inique équipée de deux turbocom- 35 presseurs de gaz d'échappement, la figure 3 montre un diagramme représentant la valeur inverse de la résistance aéraulique totale de la conduite de flux massique en fonction d'une valeur caractéristique de débit, la figure 4 montre un ordinogramme d'un exemple de réalisation du procédé de l'invention. Description du mode de réalisation Selon la figure 1, la référence 15 désigne une conduite de flux massique qui peut être par exemple celle d'un moteur thermique 35. Le moteur thermique 35 entraîne par exemple un véhicule. La conduite de flux massique 15 (encore appelée conduite de débit massique) est équipée d'un organe de réglage 1. L'organe de réglage 1 est par exemple sous la forme d'un volet d'étranglement. Dans ce cas, la conduite de flux massique 15 assure l'alimentation en air du moteur thermique 35 pour fournir de l'air frais à un ou plusieurs cylindres 111, 112, 113, 114 du moteur thermique 35. L'organe de réglage 1 peut également être la soupape de réintroduction des gaz d'échappement. Dans ce cas, la conduite de flux massique 15 est le canal de réintroduction des gaz d'échappement du moteur thermique 35 par lequel on prélève des gaz d'échappement de la conduite de gaz d'échappement 20 du moteur thermique 35 pour les réintroduire dans l'alimentation en air du moteur 35. L'organe de réglage 1 peut également être réalisé comme soupape de dérivation équipant une dérivation du moteur thermique 35. Une telle dérivation permet par exem- ple de contourner le volet d'étranglement de l'alimentation en air du moteur thermique 35 ou encore une turbine d'un turbocompresseur de gaz d'échappement installée dans la conduite des gaz d'échappement 20 du moteur thermique 35 ou aussi un compresseur installé dans l'alimentation en air du moteur thermique 35. L'organe de réglage 1 peut également s'utiliser pour modifier la géométrie de la turbine d'un turbo- compresseur de gaz d'échappement installée dans la conduite des gaz d'échappement 20 du moteur thermique 35. La direction de circulation du flux massique dans la con- duite de flux massique 15 est indiquée par une flèche à la figure 1. La conduite de flux massique 15 comprend selon l'exemple de la figure 1, un débitmètre de flux massique (ou débitmètre massique) 40 réalisé par exemple sous la forme d'un débitmètre massique à film chaud. Le débit- mètre massique 40 est installé en amont de l'organe de réglage 1 dans la conduite de flux massique 15. Le débitmètre mesure le flux massique m passant dans la conduite 15 et fournit la valeur de mesure à une com- mande 60. La conduite de flux massique 15 est également équipée d'un capteur de température 45 installé en amont de l'organe de réglage 1 pour mesurer la température T3 du flux massique en amont de l'organe de ré- glage 1 et transmettre la valeur de mesure à la commande 60. En aval de l'organe de réglage 1, la conduite de flux massique 15 est équipée d'un capteur de pression 50 mesurant la pression p4 en aval de l'organe de réglage 1 dans la conduite de flux massique 15. La valeur de mesure est transmise à la commande 60. Il est également prévu une unité de prédéfinition 55 qui donne la valeur de réglage de la pression p3 en amont de l'organe de réglage 1 dans la conduite de flux massique 15. La perte de pression ou perte de charge sur l'organe de réglage 1 se décrit par le coefficient de résistance aéraulique comme suit: Ap = Çk2 P v2 (1) Dans cette formule Ap = p3 - p4, C,k est le coefficient de résistance aéraulique pour l'organe de réglage d'ordre k installé dans la conduite de flux massique 15 avec k = 1...n; n est le nombre d'organes de réglage utilisé dans la conduite de flux massique 15. Le coefficient de résistance aéraulique peut se déterminer par exemple de manière expérimentale pour chaque organe de réglage. Selon la figure 1, on a n = 1, c'est-à-dire que l'on utilise un seul organe de réglage. Le terme p repr é- sente la densité de la masse transportée par la conduite de flux massique 15, c'est-à-dire par exemple la densité d'air frais si la conduite de flux massique 15 est la conduite d'alimentation en air du moteur thermique 35 ou encore la densité des gaz d'échappement si la conduite de flux massique 15 est la conduite des gaz d'échappement du moteur thermique 35. Le terme v est la vitesse d'écoulement sur l'organe de réglage 1. Cette vitesse est donnée par la relation suivante: V v _ A dans cette formule e est le débit volumique à travers l'organe de réglage 1. En fonction de la surface de la section d'ouverture A de l'organe de réglage 1 qui se comporte comme un diaphragme on obtient le débit massique rn comme suit: (2) rie=A 2 jpAp k (3) Si l'on utilise deux diaphragmes avec des coefficients de résistance aérauliques i, et deux surfaces de section d'ouverture Al, A2 branchées en parallèle, on aura pour le débit massique total tn,o, , pour la même différence de pression Ap la valeur suivante: 2pAp (A1 l A2 (4) 20 En utilisant la surface Ak de la section d'ouverture et le coefficient de résistance aéraulique k d'un diaphragme on définit la résistance aéraulique Rk de façon analogue à la résistance électrique par la formule suivante: R _ çk k A On applique les mêmes règles que pour le montage en parallèle de résistances électriques. Pour un montage en parallèle de n diaphragme dans la conduite de flux massique 15 on obtient ainsi pour la valeur inverse de la résistance aéraulique totale Rtot, la relation suivante: 1 1 1 _ +...+ R,ot R, Rn Dans cette formule R1..., Rn sont les résistances aérauliques des différents n diaphragmes. On forme un tel montage en parallèle en répartissant la conduite de flux massique 15 en n branches parallèles et en associant à chacun des branches un organe de réglage ou un diaphragme. Ensuite, on réunit de nouveau les branches. Si l'une des branches ne comporte pas de diaphragme, la résistance aéraulique de cette branche s'obtient de la même manière par l'équation (5), la surface de la section d'ouverture correspondant à la surface de la section efficace de la branche et le coefficient de résistance aéraulique se déterminant par exemple de manière expérimentale. Si l'on branche deux diaphragmes en série, ils sont traver- sés par le même flux massique m selon les équations (3) et (5). Il en résulte la résistance aéraulique totale Rtot obtenue 35 comme suit: (5) k (6) 2863066 8 1 V 2P(po PI) = V2P(Po P2) R,o, 1 V 2P1(i P2) ) \/2P(Po P2 R2 Rro, par substitution on obtient R2 2P (Po -P2) R 2P(Po P2) 1- R2 or \ lof / Dans ces formules: p0 représente la pression en amont du premier diaphragme pl représente la pression en aval du premier diaphragme et en amont du second diaphragme p2 représente la pression en aval du second diaphragme R1 représente la résistance aéraulique du premier diaphragme R2 représente la résistance aéraulique du second diaphragme. Dans un montage en série il faut savoir que la différence de pression Ap se trouve sous le radical et ainsi les carrés des résistances aérauliques R1,..., Rn dans le cas d'un montage en série de n diaphragmes s'ajoutent. R,o,=JR; +...+R, (8) En appliquant les équations (1), (2) et (5) on aura la différence de pression Ap sur l'organe de réglage 1 ou plusieurs organes de réglage branchés en parallèle et/ou en série avec une résistance aéraulique totale Rtot dans la conduite de flux massique 15 dans le cas d'un gaz idéal: R2 2 P3 Dans cette formule Rgaz représente la constante de gaz d'un gaz idéal. Dans le cas du passage de l'air frais dans la conduite de flux massique 15, on utilise à la place de la constante Rga, la constante de gaz du gaz frais Rgaz frais; dans le cas des gaz d'échappement passant dans la 1 1 ( R2 (7) (9) conduite de flux massique 15 on utilise à la place de la constante Rga, celle des gaz d'échappement Rgaz échap. dans l'équation (9). Les termes p3 et T3 représentent la pression et la température en amont de l'organe de réglage 1 ou de tous les organes de réglage donnant la résistance aéraulique totale Rtot. Partant des équations (9) et (1) on obtient: P= P3 T3 RGQ> (10) En introduisant la valeur caractéristique de débit appelée 10 par convention DKW donnée par la formule suivante DKW = m T3 (11) P3 on obtient l'expression suivante de la valeur inverse de la résistance aé-15 raulique totale Rtot: 1 = DKW (12) Selon l'invention, dans le montage de la figure 1, la pression p3 à régler en amont de l'organe de réglage 1 est prédéfinie par l'unité de prédéfinition 55; cette valeur prédéfinie est appliquée à la commande 60. En utilisant l'équation (11) la commande 60 détermine la valeur caractéristique de débit DKW avec le débit massique m mesuré par le débitmètre massique 40, la température T3 fournie par le capteur de température 45 en amont de l'organe de réglage 1 et la pression prédéfinie p3 que l'on veut avoir en amont de l'organe de réglage 1. A l'aide de l'équation (12) et avec la pression prédéfinie p3 en amont de l'organe de réglage 1, avec la pres- sion p4 mesurée par le capteur de pression 50 en aval de l'organe de ré- glage 1, de la constante de gaz Rgaz et de la valeur caractéristique de débit DKW obtenue par l'équation (11) on détermine la résistance aéraulique totale Rtot, c'est-à-dire dans ce cas la résistance aéraulique de l'organe de réglage 1, nécessaire pour obtenir la pression prédéfinie p3 en amont de l'organe de réglage 1. La constante de gaz Rgaz est connue de la commande de moteur 60 pour le gaz traversant la conduite 15. L'organe de réglage est alors commandé pour obtenir la résistance aéraulique voulue. Selon l'équation (5), connaissant le coefficient de résistance aéraulique Çk de l'organe de réglage 1, on détermine et on règle la surface de la section d'ouverture Ak de l'organe de réglage 1 pour obtenir la résistance aéraulique souhaitée. La surface Ak de la section d'ouverture de l'organe de ré- glage 1 est une grandeur caractéristique de la résistance aéraulique de l'organe de réglage 1. Si la commande 60 actionne l'organe de réglage 1 pour régler la résistance aéraulique requise ou la surface correspondante de la section d'ouverture, on règle ainsi la pression prédéfinie p3 en amont de l'organe de réglage 1 avec un retard réduit au minimum. La surface de la section d'ouverture correspond ainsi à un degré d'ouverture de l'organe de réglage 1 ou est associée à celle-ci dans la commande 60. Ainsi, pour obtenir la surface requise de la section d'ouverture, on commande l'organe de réglage 1 par la commande 60, par exemple on règle le degré d'ouverture correspondant. Le degré d'ouverture de l'organe de réglage est ainsi une grandeur caractéristique de la résistance aéraulique de l'organe de réglage 1. Il est intéressant d'enregistrer sous la forme d'une courbe caractéristique la relation entre la résistance aéraulique et le signal de commande de l'organe de réglage 1. On supposera à titre d'exemple dans la suite que la con- duite de flux massique 15 est la conduite des gaz d'échappement du moteur thermique 35. Cette situation est représentée à la figure 2. La conduite des gaz d'échappement porte la référence 20. Un bloc moteur 65 a quatre cylindres 111, 112, 113, 114 est alimenté en air frais par une alimentation 95. En amont du bloc moteur 65 on a tout d'abord un premier radiateur d'alimentation en air 80. En amont de ce premier radiateur à air 80 on a un montage en parallèle formé d'un premier compresseur 70 et d'une troisième dérivation équipée d'une troisième soupape de dérivation 90. En amont de ce montage en parallèle se trouve un second radiateur d'air d'alimentation 85. En amont de ce second ra- diateur 85 se trouve un second compresseur 75. Le premier compresseur 70 et le second compresseur 75 compriment l'air fourni au bloc moteur 65. Le premier radiateur d'air d'alimentation 80 et le second radiateur d'air d'alimentation 85 refroidissent de nouveau l'air comprimé. La troisième dérivation équipée de la troisième soupape de dérivation 90 in- fluence la compression dans le premier compresseur 70 en déviant plus ou moins d'air du premier compresseur 70 pour conduire cet air à travers la troisième soupape de dérivation 90 suivant le degré d'ouverture de cette troisième soupape de dérivation 90. Le premier compresseur 70 est en- traîné par une première turbine 25 installée dans la conduite des gaz d'échappement 20 du moteur thermique 35 par l'intermédiaire d'un premier arbre 100. La première turbine 25 comporte en parallèle une première dérivation équipée d'une première soupape de dérivation 5. En aval de ce montage en parallèle, la conduite des gaz d'échappement 20 comporte un montage en parallèle formé d'une seconde turbine 30 et d'une seconde dérivation équipée d'une seconde soupape de dérivation 10. La seconde turbine 30 entraîne le second compresseur 75 par l'intermédiaire d'un second arbre 105. Le premier compresseur 70, le premier arbre 100 et la première turbine 25 constituent un premier turbo-compresseur de gaz d'échappement; le second compresseur 75, le second arbre 105 et la seconde turbine 30 forment un second turbocompresseur de gaz d'échappement. On supposera tout d'abord de façon à simplifier, qu'il n'y a que le premier turbocompresseur de gaz d'échappement mais non le second. On peut considérer la première soupape de dérivation 5 de même que la première turbine 25 comme des diaphragmes. On se trouve ainsi dans un montage en parallèle formé de deux diaphragmes installés dans la conduite des gaz d'échappement 20. En amont de ce montage en parallèle on a la pression p3 et la température T3; en aval de ce montage en parallèle on a la pression p4. Toute la résistance aéraulique Rtot des deux diaphragmes en parallèle est donnée par la formule suivante 1 1 1 + R,o, Ri R2 dans cette formule R1 représente la résistance aéraulique de la première turbine 25 et R2 la résistance aéraulique de la première soupape de dérivation 5. La résistance aéraulique d'une turbine se détermine à partir de ses courbes caractéristiques; elle est pratiquement constante si bien que l'on a pour la turbine la formule suivante: V_ 1 I20p R p Dans l'équation (14), le terme est le débit volumique dans la turbine et R est la résistance aéraulique de la turbine. La résistance aé- raulique R1 de la première turbine est connue de la commande 60. Ainsi, après détermination de la résistance aéraulique totale Rtot selon (13) (14) l'équation (12), en appliquant l'équation (13) on obtient la résistance aéraulique requise R2 de la première soupape de dérivation 5. La commande 60 peut alors commander la première soupape de dérivation 5 pour régler cette résistance aéraulique R2 ou encore commander de manière appro- priée la surface de la section d'ouverture ou le degré d'ouverture de la première soupape de dérivation 5. La résistance aéraulique totale Rtot est une grandeur caractéristique de la résistance aéraulique de la conduite de flux massique qui dans ce cas est constituée par la conduite des gaz d'échappement 20. Dans la suite on examinera ci-après le mode de réalisation du moteur thermique 35 de la figure 2 avec ses deux turbocompresseurs de gaz d'échappement. On a ainsi un montage en série composé de deux montages en parallèle de deux diaphragmes. La résistance aéraulique totale Rtot est donnée alors par la formule suivante: z R1 R2 R,o, _ RI+R2, R3 R4 z R3+R \ ai + (15) dans cette formule: R1 représente la résistance aéraulique de la première turbine 25, R2 représente la résistance aéraulique de la première soupape de dérivation 5, R3 représente la résistance aéraulique de la seconde turbine 30, R4 représente la résistance aéraulique de la seconde soupape de dérivation 10. Les résistances aérauliques R1, R3 de la première turbine 25 et de la seconde turbine 30 sont constantes et connues préalablement de la commande 60. La figure 3 est un diagramme de l'inverse de la résistance aéraulique Rtot en fonction de la valeur caractéristique de débit DKW 30 multipliée par l'expression P3 \i p3 p4 dans cette formule p3 représente toujours la pression que l'on veut régler en amont de la première turbine 25 et p4 représente ici la pression régnant en aval de la seconde turbine 30. Jusqu'à une première valeur D 1 du produit DKW P3 P3 - P4 la résistance aéraulique totale Rtot est constante et maximale; cette va-leur est la valeur maximale Rmax. Les deux soupapes de dérivation 5, 10 de la conduite des gaz d'échappement 20 sont dans ce cas complètement fermées. On ne peut pas régler de résistance aéraulique totale plus grande que la résistance aéraulique maximale Rmax. Entre la valeur D 1 et la valeur D2 du produit DKW P3 P3 - P4 la valeur inverse de la résistance aéraulique totale Rtot augmente suivant une fonction linéaire jusqu'à la valeur 1 Rm;n1 On atteint une première valeur minimale Rmini pour la résistance aéraulique totale Rtot. Cela correspond à une première soupape de dérivation Rmini complètement ouverte et une seconde soupape de déri- vation 10 qui reste complètement fermée. A partir de la seconde valeur D2 jusqu'à la troisième valeur D3 du produit DKW P3 P3 P4 la valeur inverse de la résistance aéraulique totale Rtot augmente de façon linéaire jusqu'à la valeur 1 Rmin2 qui correspond à la seconde valeur minimale Rmin2 de la résistance aéraulique totale Rtot. Cela correspond à l'ouverture complète de la première soupape de dérivation 5 et de la seconde soupape de dérivation 10. Ensuite, c'est-à-dire pour des valeurs supérieures à D3, on ne peut réduire encore plus la résistance aéraulique totale Rtot si bien que la valeur inverse de la résistance aéraulique totale Rtot reste constante. Ainsi, la plage de réglage de la résistance aéraulique totale Rtot se divise en deux plages de réglage que l'on peut parcourir chaque fois avec l'une des deux soupapes de dérivation 5, 10 dans la conduite de gaz d'échappement 20 et le réglage peut se faire sans chevauchement des deux soupapes de dérivation 5, 10 dans la veine des gaz d'échappement 20 à l'aide de la commande 60. Lorsque la seconde soupape de dérivation 10 est complète-ment fermée onpeut commander la première soupape de dérivation 5 à une valeur comprise entre son état totalement fermé et son état totale-ment ouvert pour régler la résistance aéraulique totale Rtot entre la première valeur minimale Rmin 1 et la résistance aéraulique maximale Rmax. Mais si la résistance aéraulique totale Rtot doit se situer entre la seconde valeur minimale Rmin2 et la première valeur minimale Rmin 1 on règle la première soupape de dérivation 5 pour l'ouvrir complètement et on fait varier la seconde soupape de dérivation 10 entre une valeur comprise entre l'état complètement fermé et l'état complètement ouvert. Lorsque la première soupape de dérivation 5 est complètement ouverte, on aura de nouveau un fonctionnement à un étage du moteur thermique 35 du point de vue de l'alimentation; dans ce mode de fonctionnement, pratiquement seulement la seconde turbine 30 sera sollicitée. En variante, les deux plages de réglage peuvent également se chevaucher pour former une zone de chevauchement sans laquelle on règle la résistance aéraulique totale Rtot en fixant la première soupape de dérivation 5 à la seconde soupape de dérivation 10 sur une valeur com- prise entre l'état complètement fermé et l'état complètement ouvert à l'aide de la commande 60; les deux soupapes de dérivation 10, 5 de la conduite des gaz d'échappement 20 seront ni totalement ouvertes ni totalement fermées. Cela réduit certes l'ensemble de la plage de réglage mais permet de compenser les tolérances de fonctionnement des deux turbines 25, 30 ou par exemple d'éviter que l'une des turbines 25, 30 fonctionne à un ré- gime trop élevé. Ainsi, par une ouverture prématurée de la seconde sou- pape de dérivation 10 on peut protéger la seconde turbine 30 contre un fonctionnement à un régime trop élevé et ainsi éviter de l'endommager. L'ouverture anticipée de la seconde soupape de dérivation 10 signifie que l'on ouvre cette seconde soupape de dérivation 10 avant d'ouvrir complètement la première soupape de dérivation 5. On peut réaliser de manière correspondante le fonctionne-ment du moteur thermique 35 avec des turbocompresseurs de gaz d'échappement dont la turbine n'est pas montée en parallèle avec une dérivation équipée d'une soupape de dérivation mais dont on règle la résistance aéraulique au niveau de la turbine par la géométrie de la turbine. Dans ce cas la commande assure le réglage de la géométrie de la turbine correspondant à la résistance aéraulique à obtenir en utilisant un organe de réglage correspondant. Les soupapes de dérivation peuvent être constituées de vo-lets d'étranglement ou de volets de gaz d'échappement que l'on commande de manière appropriée à l'aide de la commande 60. On peut également faire fonctionner le moteur thermique 35 avec plus de deux turbocompresseurs de gaz d'échappement. Dans ce cas la résistance aéraulique totale Rtot se définit selon l'équation (6) ou l'équation (8) et on répartit la plage de réglage totale de la résistance aéraulique totale Rtot de façon analogue à la figure 3 mais en la subdivisant en plus de deux plages de réglage dans la mesure où à chacun des turbocompresseurs de gaz d'échappement c'est-à-dire aux turbines on associe chaque fois un organe de réglage (le nombre de turbocompresseurs et celui de leurs turbines est supérieur à 2). On peut également prévoir de ne pas associer un organe de réglage à chaque turbine pour influencer la résistance aéraulique au niveau de la turbine. En outre, il est possible dans le cas d'un turbocompresseur de gaz d'échappement de réaliser un organe de réglage influençant la résistance aéraulique sous la forme d'une sou-pape de dérivation installée dans la dérivation associée à la turbine et pour un autre turbocompresseur de gaz d'échappement, de réaliser l'organe de réglage influençant la résistance aéraulique par la géométrie de la turbine. On peut également influencer la résistance aéraulique au ni-veau de la turbine par plusieurs organes de réglage. Cela peut se faire par plusieurs dérivations équipées chacune d'une soupape de dérivation ou par au moins une dérivation avec une soupape de dérivation et un organe de réglage pour influencer la géométrie de la turbine. Le procédé selon l'invention permet de calculer la résistance aéraulique totale Rtot que l'on veut régler et d'assurer le réglage directe-ment par au moins un organe de réglage. Cela donne un comportement routier très dynamique. La commande décrite pour au moins un organe de réglage assurée par la commande 60 peut également s'intégrer comme commande préalable dans une régulation existante de la pression d'alimentation. Comme le montre l'équation (11) pour la valeur caractéristique de débit DKW, le débit massique des gaz d'échappement, c'est-à-dire le débit massique m passant dans la conduite des gaz d'échappement 20 et la température T3 des gaz d'échappement en amont de la première turbine 25 jouent un rôle essentiel pour décrire la commande des soupapes de dérivation 5, 10 dans la conduite des gaz d'échappement 20 selon le mode de réalisation de la figure 2. Comme décrit à la figure 1, on peut mesurer ces grandeurs à l'aide du débitmètre massique 40 et du capteur de température 45. Mais ces grandeurs peuvent être également modélisées à partir des grandeurs de fonctionnement ou paramètres du moteur thermique 35. Ainsi, il est avantageux de pouvoir prévoir la température T3 des gaz d'échappement. La température T3 des gaz d'échappement qui s'établit de manière stationnaire pour un certain point de fonctionnement du moteur thermique 35 peut être prévue par exemple à l'aide d'un champ de caractéristiques obtenu par application sur un banc d'essai, en fonction du régime moteur et de la charge du moteur; ces dernières grandeurs se déterminent de manière connue à partir de la quantité de carburant fournie. De cette manière on utilise directement après un change-ment de charge ou de régime (vitesse de rotation) la température T3 des gaz d'échappement que l'on atteint de façon stationnaire pour commander les soupapes de dérivation 5, 10 de la conduite des gaz d'échappement 20; cela pennet de mettre également les soupapes de dérivation 5, 10 dans une position prévue pour leur degré d'ouverture et de régler ainsi plus rapidement la contre-pression p3 souhaitée pour les gaz d'échappement en amont de la première turbine 25. La pression p3 en aval de la seconde turbine 30 peut également se mesurer avec un capteur de pression tel que le capteur 50 de la figure 2 ou être modélisée. Si l'on modélise le flux massique ou débit massique des gaz d'échappement, c'est-à-dire la température T3 des gaz d'échappement et la pression p4 en aval de la seconde turbine 30, on pourra supprimer les capteurs fournissant ces valeurs. On simplifie également si la pression p4 en aval de la seconde turbine 30 est très petite par rapport à la pression prédéterminée p3 en amont de la première turbine 25. Dans ce cas on néglige la pression p4 en aval de la seconde turbine 30 ce qui permet de simplifier l'équation (12) et de l'écrire comme suit: R = DKW 12 RGaZ O, Y La contre-pression des gaz d'échappement, c'est-à-dire la pression p3 en amont de la première turbine 25 peut également se déterminer suivant le point de fonctionnement dans un champ de caractéristiques utilisant comme grandeurs d'entrée le régime du moteur et sa charge. La contre-pression des gaz d'échappement p3 utilisée comme grandeur de sortie de ce champ de caractéristiques est prédéfinie de manière correspondante comme pression d'alimentation réglée dans la con-duite d'alimentation en air 95 en aval du premier compresseur 70 pour ce point de fonctionnement, c'est-à-dire le régime actuel du moteur et sa charge. Le champ de caractéristiques peut également être obtenu de manière appropriée par une application sur un banc d'essai, c'est-à-dire par des mesures faites sur un banc d'essai. Cela permet de convertir simple-ment et rapidement la pression de charge à régler pour le point de fonctionnement actuel (régime du moteur et charge du moteur) par la commande d'au moins l'une des soupapes de dérivation 5, 10 équipant la conduite des gaz d'échappement 20. Le calcul fait à l'aide de l'équation des diaphragmes, c'est-à-dire l'équation 1, est une simplification de la variation d'état polytrope pour un écoulement en forme de jet. Dans cette hypothèse à la plage de l'équation (12) on a l'équation suivante: / A,. efjY' = DKW21 RcaZ et (17) 17 (16) 2 n p4 n n-1 p3 p3 AT,eff est la section équivalente pour une buse utilisée de manière équivalente et yf représente la fonction de passage; n est l'exposant polytropique. On obtient ainsi l'expression suivante pour la résistance aéraulique totale: 1 P3-P4 _Arevf R1ot P3 Ce calcul n'est toutefois significatif que pour des flux dont la vitesse est voisine de la vitesse du son. En principe cela ne change rien 5 pour le procédé de commande décrit. La figure 4 montre un ordinogramme d'un exemple d'exécution du procédé de l'invention pour le moteur thermique 35 représenté à la figure 2. Après le départ du programme, la commande 60 dé-termine au point de programme 200 la contre-pression des gaz d'échappement p3 que l'on veut régler en amont de la première turbine 25 en partant du signal fourni par l'unité de prédéfinition 55. L'unité de pré-définition 55 détermine la contre-pression p3 des gaz d'échappement par exemple comme cela a été décrit en utilisant le point de fonctionnement et un champ de caractéristiques (régime actuel du moteur et sa charge ac- tuelle). Ensuite on passe au point de programme 205. Au point de programme 205, la commande 60 détermine la température T3 des gaz d'échappement en amont de la première turbine 25. Cela se fait par l'exploitation du signal du capteur de température 45 ou encore, comme cela a été décrit, en procédant par modélisation. En- suite, on passe au point de programme 210. Au point de programme 210, la commande 60 détermine le débit massique des gaz d'échappement en exploitant le signal fourni par le débitmètre massique 40 ou par modélisation comme cela a été évoqué. Ensuite on passe au point de programme 215. Au point de programme 215, la commande 60 détermine la pression p4 en aval de la seconde turbine 30 en exploitant le signal du capteur de pression correspondant ou en procédant par modélisation comme cela a déjà été indiqué. Au cas où la pression p4 en aval de la seconde turbine 30 est négligeable par rapport à la contre-pression prédéfi- nie p3 des gaz d'échappement, on peut sauter le point de programme 215. Ensuite on passe au point de programme 220. Au point de programme 220, la commande 60 détermine en appliquant l'équation 11, la valeur caractéristique de débit DKW en utilisant la contre-pression p3 prédéfinie pour les gaz d'échappement, la tem- pérature T3 des gaz d'échappement et le débit massique des gaz d'échappement. Ensuite on passe au point de programme 225. 18 (18) Au point de programme 225, la commande 60 détermine la résistance aéraulique totale Rtot que l'on veut régler en appliquant l'équation (12) et en tenant compte de la pression p4 en aval de la seconde turbine 30 ou encore en appliquant l'équation (16) sans tenir compte de la pression p4 en aval de la seconde turbine 30. Ensuite on passe au point de programme 230. Au point de programme 230, la commande 60 détermine pour chacune des deux soupapes de dérivation 5, 10 équipant la conduite des gaz d'échappement 20 du moteur thermique 30, une résistance aéraulique respective pour obtenir la résistance aéraulique totale Rtot. Pour cela, pour chaque résistance aéraulique totale Rtot qui se situe dans la plage linéaire de l'inverse de la résistance aéraulique totale Rtot entre la première valeur D 1 et la troisième valeur D3, on enregistre dans la commande 60 une paire de valeur de la résistance aéraulique pour la première soupape de dérivation 5 et la seconde soupape de dérivation 10. On peut réaliser comme indiqué ci-dessus des plages de réglage qui se chevauchent ou qui ne se chevauchent pas. La commande 60 utilise alors la paire de valeurs associées à la résistance aéraulique totale Rtot à régler actuellement et obtient ainsi une résistance aéraulique à régler par la première soupape de dérivation 5 et une résistance aéraulique à régler par la seconde soupape de dérivation 10. Ensuite on passe au point de pro-gramme 235. Au point de programme 235, l'unité de commande détermine les signaux de commande correspondant aux résistances aérauli- ques des soupapes de dérivation 5, 10 pour fournir ces signaux de commande à ces soupapes de dérivation 5, 10. La relation entre la résistance aéraulique d'une soupape de dérivation et le signal de commande associé à cette soupape de dérivation est enregistrée avantageusement sous la forme d'une courbe caractéristique. Au point de programme 235, la commande 60 commande la première soupape de dérivation 5 pour régler la résistance aéraulique que cette soupape doit fournir; elle commande également la seconde soupape de dérivation 10 pour régler la résistance aéraulique associée. Ensuite on quitte le programme. L'unité de prédéfinition 55 et la commande 60 peuvent être implémentées sous la forme de programmes et/ou sous la forme de circuits dans la commande du moteur du véhicule. A l'aide de la contre-pression p3 des gaz d'échappement on influence directement la puissance de la turbine par le rapport des pressions p3/p4 et ainsi la pression de charge qui résulte de cette puissance de la turbine. REVENDICATIONS 1 ) Procédé de commande d'au moins un organe de réglage (1, 5, 10) d'une conduite de flux massique (15, 20), cette commande d'au moins un organe de réglage (1, 5, 10) modifiant la résistance aéraulique de la conduite de flux massique (15, 20), caractérisé en ce qu' on prédéfinit une pression en amont de l'au moins un organe de réglage (1, 5, 10) de la conduite de flux massique (15, 20), en fonction de cette pression prédéfinie on détermine une grandeur calo ractéristique correspondant à la résistance aéraulique de la conduite de flux massique (15, 20) et on commande l'au moins un organe de réglage (1, 5, 10) pour régler cette grandeur caractéristique associée à la résistance aéraulique de la conduite de flux massique (15, 20). 2 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu' on choisit comme grandeur caractéristique de la résistance aéraulique, la résistance aéraulique même. 3 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu' on choisit comme grandeur caractéristique de la résistance aéraulique, le degré d'ouverture de l'au moins un organe de réglage (1, 5, 10). 4 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu' à partir de la pression prédéfinie, du débit massique dans la conduite de flux massique (15, 20) et de la température du débit massique en amont de l'au moins un organe de réglage (1, 5, 10) dans la conduite de flux massique (15, 20), on détermine une valeur caractéristique de débit proportionnelle à l'inverse de la résistance aéraulique et à partir de cette valeur caractéristique de débit on déduit la valeur caractéristique de la résistance aéraulique. 5 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que l'organe de réglage (1, 5, 10) est la géométrie variable d'une turbine (25, 30) installée dans la conduite de flux massique (15, 20). 6 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que l'organe de réglage (1, 5, 10) est une soupape de dérivation d'une conduite de dérivation branchée en parallèle sur une turbine (25, 30) installée dans la conduite de flux massique (15, 20). 7 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que l'organe de réglage (1) est un volet d'étranglement installé dans une alimentation en air (15) ou une soupape de réintroduction des gaz d'échappement installée dans une conduite de réintroduction de gaz d'échappement d'un moteur thermique (35). 8 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu' à partir de la grandeur caractéristique associée à la résistance aéraulique à régler pour la conduite de flux massique (15, 20) et à la pression prédéfinie on détermine une grandeur caractéristique de la résistance aéraulique de l'au moins un organe de réglage (1, 5, 10) et on règle cet organe (1, 5, 10) par la commande. 9 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu' on utilise plusieurs organes de réglage (5, 10) et on forme la plage de réglage de la grandeur caractéristique de la résistance aéraulique de la con-duite de flux massique (15, 20) par les plages de réglage des différents organes de réglage (5, 10) pour régler les grandeurs caractéristiques de la résistance aéraulique des différents organes de réglage (5, 10). 10 ) Procédé selon la revendication 9, caractérisé en ce qu' on commande avec chevauchement les plages de réglage d'au moins deux organes de réglage (5, 10). 11 ) Procédé selon la revendication 9, caractérisé en ce qu' on commande sans chevauchement les plages de réglage de tous les organes de réglage (5, 10). 12 ) Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que la conduite de flux massique (20) est la conduite des gaz d'échappement d'un moteur thermique (35), les gaz d'échappement entraînant au moins une turbine (25, 30), notamment un turbocompresseur de gaz d'échappement et au moins une turbine (25, 30) est combinée à un organe de réglage (5, 10) qui influence la résistance aéraulique de la conduite des gaz d'échappement (20) au niveau de cette turbine (25, 30) en fonction de la pression prédéterminée en amont de la première turbine (25) dans la conduite (20) des gaz d'échappement.