WO2010112718A1 - Procede, pour un turbcompresseur de suralimentation, de determination d'une consigne de position d'un actionneur de by-pass - Google Patents

Procede, pour un turbcompresseur de suralimentation, de determination d'une consigne de position d'un actionneur de by-pass Download PDF

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WO2010112718A1
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WO
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turbine
setpoint
compressor
pressure
function
Prior art date
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PCT/FR2010/050234
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Laurent Fontvieille
Arnaud Guinois
Philippe Moulin
Olivier Grondin
Original Assignee
Renault Sas
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Publication date
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    • Y02T10/10—Internal combustion engine [ICE] based vehicles
    • Y02T10/12—Improving ICE efficiencies

Definitions

  • the present invention relates to the motor control and more particularly to the control of a turbocharger supercharging device by a method of determining a position setpoint of a turbine bypass actuator as a function of a compression ratio setpoint. .
  • the invention applies to a supercharging device comprising a turbocharger with fixed geometry, or two such turbochargers connected in series.
  • turbochargers With the increased performance of supercharged engines, boost pressure levels are increasing and turbochargers are increasingly in demand. It is important to control these turbochargers as finely as possible to avoid deterioration of the turbocharger while improving the brio of the vehicle during acceleration.
  • the particulate filter is a solution that reduces the amount of particles released into the environment. It is composed of a set of micro channels in which a large part of the particles are trapped. Once the filter is full, empty the filter by burning the particles, this phase is called "regeneration". The regeneration can be obtained either by a heating device or by specific engine settings.
  • the particulate filter is placed in the exhaust line downstream of the low pressure turbine.
  • control method advantageously uses a compression ratio variable compressor to drive a turbocharger in the case where it is unique.
  • the method replaces a dual-loop control by a control at a given moment of one or other of the turbochargers, combined with a manager that selects the turbocharger piloted.
  • the invention relates to a method for a supercharger turbocharger of a heat engine comprising a turbine driven by the exhaust gas, a compressor driven in rotation by the turbine to compress the intake air, and a turbine bypass actuator for controlling a flow rate of air not passing through the turbine, said method determining a position value of the bypass actuator as a function of a compression ratio setpoint, a compression ratio measurement, a flow measurement through the compressor, a pressure measurement downstream of the turbine, a pressure measurement downstream of the compressor, a temperature measurement upstream of the compressor; the turbine, and a measure of temperature upstream of the compressor.
  • the determination of a position setpoint of the bypass actuator comprises: - determination of an expansion ratio setpoint as a function of the compression ratio setpoint and the measurement compression ratio,
  • the determination of the position setpoint of the bypass actuator, as a function of the relaxation rate setpoint uses an inverse actuator model.
  • the flash rate reference is, prior to the use of the inverse actuator model, saturated as a function of a maximum permissible pressure downstream of the turbine, according to the formula:
  • PRt, s P , sat is the set point of relaxation after saturation
  • PR t , s p is the set point of expansion before saturation
  • P dt is the pressure downstream of the turbine
  • Pdt, ma ⁇ is the maximum acceptable pressure downstream of the turbine
  • the expansion ratio setpoint is equal to the sum of an open loop expansion ratio setpoint calculated as a function of the compression ratio setpoint by a prepositioning module, and a closed loop expansion rate setpoint calculated as a function of an error between the compression ratio setpoint and the compression ratio measurement by a first controller module.
  • the position setpoint of one bypass actuator is equal to the sum of an open loop position setpoint calculated as a function of the compression ratio setpoint, and a closed loop position setpoint calculated as a function of an error between the compression ratio setpoint and the compression ratio measurement by a second controller module.
  • the determination of the open-loop position instruction comprises the steps of:
  • the maximum position setpoint is determined as a function of the open-loop expansion ratio using an inverse actuator model.
  • PRt, s P , sat is the set point of relaxation after saturation
  • PR t , s p is the set point of expansion before saturation
  • P dt is the pressure downstream of the turbine
  • Pdt, ma ⁇ is the maximum acceptable pressure downstream of the turbine, the set value of the saturated expansion ratio subsequently replacing the initial value of the open loop expansion ratio.
  • the prepositioning module comprises the following steps: determination of a corrected flow rate measurement of intake air through the compressor as a function of an air flow measurement of admission through the compressor, according to the formula: W cmcor
  • W c , m, co r is the corrected intake air flow measurement through the compressor
  • W c , m is the intake air flow measurement through the compressor
  • T uc is a temperature upstream of the compressor
  • P uc is a pressure upstream of the compressor
  • T c , ref is a reference temperature of the compressor
  • P c , r e f is a reference pressure of the compressor
  • N sp is the speed setpoint of the turbocharger
  • corc is the corrected speed setpoint relative to the turbocharger compressor
  • T uc is the temperature upstream of the compressor
  • T c ref is the reference temperature of the compressor, - calculation of a compressor efficiency according to the corrected speed reference relative to the turbocharger compressor and the corrected intake air flow rate setpoint through the compressor, by means of a function of the corrected speed setpoint relative to the turbocharger compressor and the flow setpoint corrected intake air through the compressor, said function being defined by two-dimensional mapping,
  • W c , m is the intake air flow measurement through the compressor
  • ⁇ c is the efficiency of the compressor
  • T uc is the temperature upstream of the compressor
  • PR c , sp is the compression ratio setpoint of the compressor
  • Cp c is a first thermodynamic constant of the intake air
  • ⁇ c is a second thermodynamic constant of the intake air
  • N sp is the turbocharger speed setpoint
  • N sp cort is the corrected speed setpoint relative to the turbine of the turbocharger
  • T ut is a temperature upstream of the turbine
  • T t ref is a reference temperature of the turbine
  • PRt, sp, oi is the open loop expansion ratio of the turbine
  • Ht, sp is the power setpoint of the turbine
  • cort is the corrected speed setpoint relative to the turbine of the turbocharger
  • Ht, sp is the power setpoint of the turbine
  • PRt, s P where is the open-loop expansion ratio of the turbine, Cp t is a first thermodynamic constant of the exhaust gas,
  • Y t is a second thermodynamic constant of the exhaust gas
  • ⁇ t is a turbine efficiency that can be expressed by means of a function of the corrected speed reference relative to the turbine of the turbocompressor and the reference rate of expansion in an open loop, said function being defined by a two-dimensional map, W t , S p is an exhaust gas flow setpoint through the turbine determined by the formula:
  • W t , S p is an exhaust gas flow setpoint through the turbine
  • W t , sp , cor is a corrected flow rate setpoint of the exhaust gas through the turbine that can be expressed by means of a function of the corrected speed setpoint relative to the turbocharger turbine and the open-loop expansion ratio setpoint, said function being defined by two-dimensional mapping
  • T ut is a temperature upstream of the turbine
  • T t ref is a reference temperature of the turbine
  • P dt is a pressure downstream of the turbine
  • the first controller module is a controller configured to cancel said error.
  • the controller uses fuzzy logic rules.
  • the regulator comprises a Proportional Integral Derivative module, PID.
  • bypass actuator of the turbine is modeled by an equation of Barré Saint Venant, according to the formula:
  • PR denotes the input quantity, respectively:
  • PR t , S p the relaxation ratio reference, PR t , sp , where the open loop expansion ratio setpoint
  • W act is a flow through the actuator
  • S act is a section of the actuator
  • P dt is a pressure downstream of the turbine
  • T dt is a temperature downstream of the turbine, ⁇ a function of the variable X, defined by:
  • Y t is a first thermodynamic constant of the exhaust gas, equal to 1.4
  • R is the gas constant, equal to 287 J / kg / K.
  • the flow rate through the actuator is determined according to the formula: O U U U W c, m is a measure of flow through the compressor, W t, s p is a flow setpoint through the turbine.
  • said section of the actuator is mapped as a function of the position setpoint of said actuator and the trigger ratio setpoint.
  • the invention also relates to a method, for a dual supercharging device with a fixed geometry of a heat engine, comprising:
  • a first high pressure turbocharger comprising a high pressure turbine driven by the exhaust gases from said heat engine, a high pressure compressor rotated by the high pressure turbine in order to compress the intake air injected into the heat engine, and a high pressure bypass actuator of the high pressure turbine for controlling a flow of air not passing through the high pressure turbine,
  • a second low pressure turbocharger comprising a low pressure turbine driven by the exhaust gases from said engine via the high pressure turbine or the high pressure bypass actuator, a low pressure compressor driven in rotation by the low pressure turbine to compress the intake air injected into the engine via the high pressure compressor, and a low pressure bypass actuator of the low pressure turbine to control a flow of air not passing through the low pressure turbine, and a bypass valve of the high pressure compressor selectively bypassing the high pressure compressor to directly connect the low pressure compressor to the engine, determining a control setpoint of the high bypass actuator pressure and a command setpoint of the low pressure bypass actuator according to a high pressure pressure ratio set point, low pressure pressure ratio set point, high pressure pressure ratio measurement, low pressure pressure ratio measurement, air flow measurement high pressure and low pressure compressors, pressure measurements downstream respectively of the high pressure turbine and the low pressure turbine, downstream pressure measurements respectively of the high pressure compressor and the low pressure compressor, temperature measurements.
  • said method comprising the following steps: - selection by means of a transmission manager a bypass actuator to be controlled from the high pressure bypass actuator and the low pressure bypass actuator,
  • the selection step is performed by the manager according to the following rules: the high-pressure bypass actuator is controlled when the engine speed is below a threshold, the valve of bypass of the high pressure compressor being controlled closed and the low pressure bypass actuator being controlled closed,
  • the low pressure bypass actuator is controlled when the engine speed is above a threshold, the bypass valve of the high pressure compressor being controlled open and the high pressure bypass actuator being controlled open .
  • the threshold engine speed is equal to 2750 rpm.
  • FIG. 1 illustrates a heat engine with a turbocharger
  • FIG. 2 illustrates a heat engine equipped with a supercharging device comprising two turbochargers
  • FIG. 3 shows a block diagram of a "series" embodiment of the method according to the invention
  • FIG. 4 shows a block diagram of a "parallel" embodiment of the method according to the invention
  • FIG. 5 shows a block diagram integrating two series or parallel modules
  • FIGS. 6 and 7 respectively show a map and a table of numerical values defining the function f 1, for the high pressure turbocharger
  • FIGS. mapping and a table of numerical values defining the function f1 for the low pressure turbocharger
  • Figures 10 and 11 respectively show a map and a table of numerical values defining the function f2, for the high pressure turbocharger
  • Figures 12 and 13 present respectively a map and a table of numerical values defining the function f2, for the low-pressure turbocharger
  • - Figures 14 and 15 respectively show a map and a table of numerical values defining the function F "1 , for the high-pressure turbocharger
  • the Figures 16 and 17 show respectively a mapping and an array of numerical values defining the function F "1 , for the low pressure turbocharger
  • FIGS. 18 and 19 illustrate the results obtained respectively with the serial module and with the parallel module.
  • N speed or rotational speed (turbocharger)
  • PR pressure ratio (compressor compression ratio, turbine expansion ratio)
  • thermodynamic constant coefficient equal to Cp / Cv
  • J moment of inertia (turbocharger)
  • FIG. 1 illustrates the context of the invention in the case of a single turbocharger 1.
  • a heat engine 4 typically receives air intake pipes 6 from the air 5.
  • the engine 4 produces exhaust gases 7 that escape through exhaust pipes 8.
  • a turbocharger 1 for boosting increases the amount of exhaust gas.
  • the turbocharger 1 comprises a turbine 2 and a compressor 3.
  • the turbine 2 is fluidly connected to the exhaust pipes 8 to be driven by the exhaust gas 7 from the thermal engine 4.
  • the turbine 2 is mechanically secured to the compressor 3 which rotates.
  • the compressor 3 is fluidly connected to the intake manifolds 6, so that the compressor 3 compresses the intake air 5 before entering the heat engine 4. It is possible to isolate the turbine 2 by means of a By-pass actuator 15. It is possible to isolate the compressor by means of a bypass valve 14.
  • the reference 9 is an air flow sensor W c , m intake 5.
  • FIG. 2 illustrates the context of the invention in the case of a double turbocharger 1, 11.
  • a first high-pressure turbocharger 1 is identical to the turbocharger previously described with a high-pressure turbine 2, a high-pressure compressor 3 and an actuator proportional control of high-pressure bypass 15 makes it possible to regulate a flow rate that does not pass through the high-pressure turbine 2.
  • a second low pressure turbocharger 11 is connected in series with the first turbocharger 1.
  • the low pressure turbine 12 is driven by the exhaust gas 7 exiting downstream of the high pressure turbine 2, or when it is at least partially controlled open, high pressure bypass actuator. At the outlet of the low-pressure turbine 12, the exhaust gas 7 is directed towards the exhaust.
  • the low-pressure turbine 12 is mechanically secured to the low-pressure compressor 13 which it rotates.
  • the low pressure compressor 13 receives the air from the air filter compresses it before transmitting it upstream of the high pressure compressor 3. If the on-off bypass valve 14 is open, the low-pressure compressor 13 transmits the air directly to the engine 4 via the intake manif
  • the two proportionally controllable high pressure and low pressure bypass actuators 16 are arranged between the upstream and downstream respectively of the high pressure turbine 2 and the low pressure turbine 12.
  • the bypass valve 14 compressor controllable in all or nothing is arranged between the upstream and downstream of the compressor 3 high pressure.
  • the central module of the method comprises a step of determining a position setpoint ⁇ sp of a bypass actuator 15, 16 as a function of a compression ratio setpoint PR c , sP and d.
  • a pressure ratio measurement PR c , m - Two pressure ratios PR can be defined as the ratio of the upstream pressure P 11 to the downstream pressure P d .
  • this pressure ratio is called compression ratio PR C and is equal
  • relaxation rate PR t is equal to
  • the central module accepts as input a compression ratio setpoint PR c , sP from which are determined quantities in open loop. In order to refine the method, closed loop quantities are also determined. For this, the method is looped back to a magnitude indicative of the response of the system 20.
  • This central module can be implemented according to several embodiments. Two illustrative embodiments are presented here. These two modes use identical or similar modules organized differently. A first "series" embodiment is illustrated in FIG. 3. A second "parallel" embodiment is illustrated in FIG.
  • the determination of a position command ⁇ sp of the bypass actuator 15, 16 can be decomposed into a first determination step, by the blocks 21, 22 , 23, of a relaxation ratio setpoint PR t , sp as a function of the compression ratio setpoint PR c , sP and of the compression ratio measurement PR c , m , or of the distance ⁇ P R C , available as input, followed by a second step of determining a position setpoint ⁇ sp of the bypass actuator 15, 16 as a function of the relaxation ratio setpoint PR t , sp thus determined, within of the block 25 and, if applicable, of the block 24.
  • the determination of the position setpoint ⁇ sp of the bypass actuator 15, 16 as a function of the trigger ratio setpoint PR t , sp uses an actuator model inverse, located in block 25. This model of reverse actuator reused several times, will be detailed later.
  • the relaxation ratio set point PR t , sp is advantageously saturated, before application of the inverse actuator model 25.
  • This saturation is advantageously achieved by limiting said expansion ratio PR t , sp by a rate expansion pressure PR t , S p, ma ⁇ maximum, calculated as a function of a maximum pressure P dt , m a ⁇ allowed downstream of the turbine 2, 12, according to the formula:
  • the intermediate relaxation rate reference PR t , sp is determined by adding, by the adder 23, a setpoint of expansion rate PR t , sp , oi in open loop and a relaxation rate reference PR t , sp , ci in closed loop.
  • the open-loop expansion rate command PR t , sp , oi is calculated as a function of the compression ratio setpoint PR c , sP by a module that models the system 20. This so-called prepositioning module, implemented in block 21, reused several times, will be detailed later.
  • the closed loop expansion rate command PR t , sp , c i uses a loopback on measured or estimated quantities from the system 20 to control the process. It is calculated as a function of an error or deviation ⁇ PRc between the compression ratio setpoint PR c , sp and the measurement of the compression ratio PR c , m actually produced. The calculation is performed by a first controller module 22. This controller module, implemented in block 22, reused several times, will be detailed later.
  • the ⁇ sp position setpoint of the actuator of the bypass 15, 16 is determined by adding by the adder 29, a position setpoint ⁇ sp, i o in open loop and a position command ⁇ sp , c i closed loop.
  • the closed loop position command ⁇ sp , c i uses a loopback on measured or estimated quantities from the system 20 to control the process. It is calculated according to the error ⁇ PRc between the compression ratio setpoint PR c, sp and the compression ratio measurement PR c, m by a second controller module 27. This controller module, implemented at block 27 is very similar to the one used in the serial mode.
  • the open-loop position command ⁇ sp , o i is calculated as a function of the compression ratio setpoint PR C; Sp by a module modeling the system 20.
  • This module comprises in sequence a prepositioning module 26, implemented in the block 26 and identical to the pre-positioning module 21 of the serial mode, and a model inverse actuator module, implanted at the block 28 and identical to the model module of the inverse actuator 25 of the series mode.
  • the determination of the position set ⁇ sp , o i in loop open comprises the successive steps of determining a relaxation rate setpoint PR t , sp , oi open loop according to the compression ratio setpoint PR c , sp by the prepositioning module 26 and determining a position set ⁇ sp , o i in open loop as a function of the relaxation ratio setpoint PR t , sp , oi in open loop thus determined using an inverse actuator model, implemented in block 28.
  • the saturation optional, performed on the magnitude of the expansion ratio PR t , sp within the block 24 of the series mode, is here carried out on the position variable ⁇ sp of the bypass actuator 15, 16, within the block 32, the larger magnitude setpoint maximum position ⁇ sp , max , corresponding to the same maximum acceptable pressure Pdt, ma ⁇ in the exhaust pipe downstream of the turbine 2, 12.
  • This saturation is performed according to the formula:
  • ⁇ sp sat is a position setpoint after saturation
  • ⁇ sp is the position setpoint before saturation
  • ⁇ sp max is a maximum position setpoint
  • the maximum position setpoint ⁇ sp , max is determined as a function of the expansion ratio PR t , sp , o i in open loop using a reverse actuator model, implemented in the block
  • This model of inverse actuator is identical to that implanted in block 28 and block 25 of the serial mode.
  • the open-loop expansion ratio PR t , sp , o i is, prior to the application of the inverse actuator model 31, to determine the maximum position setpoint ⁇ sp , max , saturated, at block 30, as a function of the maximum pressure Pdt, ma ⁇ authorized downstream of the turbine 2, 12.
  • the prepositioning module implanted at the blocks 21 and 26, determines a relaxation rate reference from the compression ratio setpoint. It is based on an assumption of equal power of the compressor and the turbine in steady state. It can break down into four stages.
  • Step n ° 1 Calculation of a turbocharger speed set point
  • a speed reference is calculated from a function f1, given in the form of a compressor chart f1, supplied by the manufacturer as a function of reduced or corrected quantities in pressure and temperature relative to reference values.
  • This map is represented in FIGS. 6 to 9. It gives the compression ratio PR C on the wheel of the compressor 3, 13 as a function of the flow W c , m , cor corrected and the speed N sp , corc corrected relative to the compressor.
  • the regime N being defined indifferently for the turbine 2, 12 or the compressor 3, 13 can be corrected N sp , cort relative to the temperature T ut of the turbine 2, 12 or corrected N sp , corc relative to the temperature T uc compressor 3, 13.
  • the flow rate W c , m , intake air horn 5 is obtained by the above formula as a function of the flow rate W c , m , air horn .
  • This flow W c , m , cor is for example measured by a flow meter 9. Hypothesis is made that the flow through the compressor 13 low pressure is identical to the flow rate through the compressor 3 high pressure.
  • the setpoint N sp of turbocharger speed is thus obtained as a function of the compression ratio setpoint PR c , sp and the flow rate W c , m by inverting the function f1.
  • Step 2 Calculation of the compressor power setpoint.
  • the power H c of the compressor 3, 13 is expressed analytically by applying the fundamental principle of thermodynamics to the wheel of the compressor 3, 13. This results in an expression showing the pressure conditions at the terminals of the compressor 3, 13, the flow rate W c , m through it and the temperature T uc upstream:
  • the yield ⁇ c in the previous expression is related to the regime N sp and to the flow rate W c , m .
  • This relation is given by a function f2, established by the constructor, for example in the form of a map f2. Such mapping is shown in Figures 10 to 13.
  • the pressure ratio setpoint PR c , sp , the flow measurement W c , m and the setpoint speed N sp are known . It is thus possible to calculate the power setpoint H c , sp compressor.
  • This power H c , sp consumed by the compressor 3, 13 corresponds to the power that must be recovered by the turbine 2, 12 and transmitted to said compressor 3, 13 to reach the supercharging pressure P dt , HP desired in the distributor of admission 6.
  • Step 3 Calculate the power of the turbine.
  • Step 3 transforms the power setpoint H c , sp compressor into power setpoint H t , sp turbine.
  • the rotational speed or speed N of the turbocharger 1, 11 is obtained by the fundamental principle of the dynamics applied to the compound system of the turbine 2, 12, the compressor 3, 13 and the axis of coupling between turbine and compressor. This relationship allows to transfer the instructions “admission” (on the compressor) in "exhaust” instructions (on the turbine).
  • the N regime of the turbocharger 1, 11 depends essentially on the difference between the power H t of the turbine 2, 12 and the power H c of the compressor 3, 13. These powers are expressed analytically from the application of the first principle of thermodynamics. In the equation below, the powers are replaced by their instructions:
  • Step 4 Calculation of the Open Loop Rate Setpoint
  • the power H t , sp turbine is known and depends explicitly on the expansion ratio PR t , sp , according to the following formula:
  • the cartography F integrates the cartographies f3 and f4
  • An example of such mapping F "1 is illustrated in Figures 14 to 17.
  • thermodynamic constants Cp t thermal capacity of the exhaust gas 7 at constant pressure is equal to 1136 J / kg / K
  • Cp c thermal capacity of the intake air 5 at constant pressure is equal to 1005 J / kg / K
  • T ut upstream of the turbine can be known by mapping according to the engine speed
  • T c , ref 298 ° K
  • T t , f e 873 ° K
  • the controller is another reused module in the various embodiments.
  • a first controller module is another reused module in the various embodiments.
  • a second controller module 27 is used by the parallel mode.
  • the function of such a regulator is, in known manner, to modify a output quantity, here PR t , sp or ⁇ sp , in order to cancel the difference ⁇ PRc measured at the input.
  • the controller is a regulator 22, 27 using fuzzy logic rules.
  • the regulator 22, 27 may comprise a Proportional, Integral, Derived or PID module.
  • Another module reused in the various embodiments is a module modeling a bypass actuator 15, 16.
  • Such an actuator placed in a manifold is controllable proportionally by a setpoint ⁇ sp in order to modify the section of S act from its opening. between 0 and 100%.
  • Such modeling is for example obtained using an equation of Barré Saint Venant, according to the formula:
  • PR denotes the input quantity is respectively: PR t , S p the reference rate of relaxation,
  • PRt, sp where the open loop expansion ratio setpoint, PRt, sp, oi, sat the saturated open loop expansion ratio setpoint
  • W act is a flow through the actuator 15, 16 S act is a section of the actuator 15, 16, P dt is a pressure measurement downstream of the turbine, T dt is a temperature measurement downstream of the turbine, ⁇ a function of the variable X, defined by:
  • Y t is a first thermodynamic constant of the exhaust gas (7), equal to 1.4
  • R is the gas constant, equal to 287 J / kg / K.
  • W t , s p is a flow setpoint through the turbine 2
  • said section can be mapped as a function of the position command ⁇ sp of said actuator 15, 16 and of the relaxation rate reference PR t , sp .
  • a double turbocharger as shown in Figure 2, comprising a first high pressure turbocharger 1 comprising a turbine 2 driven high pressure by the exhaust gas 7 from the heat engine 4, a high pressure compressor 3 driven in rotation by the high pressure turbine 2 to compress the intake air 5 injected into the heat engine 4, and a by-pass actuator.
  • Such a method determines an instruction ⁇ sp , H p for controlling the high-pressure bypass actuator 15 and / or a setpoint ⁇ sp , B p for controlling the low-pressure bypass actuator 16 as a function of a report instruction of pressure PR c, sp, H high pressure p, pressure ratio setpoint PR c, sp, B p low pressure, a flow rate W c, m of air through the compressor, a temperature T uc upstream of the compressor 3, 13, a temperature T ut upstream of the turbine 2, 12.
  • FIG. 5 One embodiment of such a method is illustrated in FIG. 5.
  • a manager 19 arbitrates between two independent loops, each dedicated to the control of one of the turbochargers 1, 11 by means of its bypass actuator. respectively the high pressure bypass actuator and the low pressure bypass actuator 16. Only one of the two turbochargers 1, 11, determined by the manager 19, is driven at a time.
  • the manager 19 determines the necessary inputs and is the position setpoint ⁇ sp , H p of the high pressure bypass actuator as a function of a compression ratio setpoint PR C , SP , HP high pressure and a compression ratio measurement PR c , m , high pressure H p if the high pressure turbocharger 1 is controlled, or the position set ⁇ sp , B p of the low pressure bypass actuator 16 as a function of a compression ratio setpoint PR c, sp, low pressure p B and a compression ratio measurement PR c, m, p B low pressure if the low-pressure turbocharger 11 is driven.
  • Each of these two position commands ⁇ sp , H p, ⁇ sp , B p is determined according to one of the embodiments of the previously described method.
  • the manager 19 determines which high pressure turbocharger 1 or low pressure 11 is controlled. Depending on the case, it receives either a position set ⁇ sp , H p high pressure determined by a high pressure module 17, or a position set ⁇ sp , BP low pressure determined by a low pressure module 18.
  • the driver 19 drives the high-pressure actuator 15 by the setpoint ⁇ sp , H p, controls the low-pressure actuator 16 in the closed position by a command ⁇ sp , BP at 0%, and commands the high pressure valve 14 in the closed position by a control
  • the driver 19 drives the low-pressure actuator 16 by the setpoint ⁇ sp , BP, controls the high-pressure actuator 15 in the open position by a command ⁇ sp , H p to 100%, and controls the high pressure valve 14 in the open position by a control ⁇ .
  • the nominal or measurement input variables PR c , sp , H p, PRc, m, HP, PRC, S P , BP and PR c , m , B p are optionally shaped by an input block 35 from more basic quantities such as pressures.
  • the main setpoint is a supercharging pressure or pressure P dc , sP , HP downstream of the compressor 3 high pressure.
  • the measurement of this same magnitude Pdc, m, HP still noted Pdc, HP is also available measured or estimated from the controlled system 20.
  • the pressure measurement P U c, m, HP still noted P UC , HP upstream of the high pressure compressor 3 is still available by measurement or estimation. This makes it possible to calculate the input quantities of the high-pressure module 17:
  • the other useful quantities W c , m , HP , Pdt, HP, Pdc, HP, T ut , H p, T uc , H p are obtained by a sensor, an estimator or a cartography.
  • the bypass valve compressor 14 When driving the turbocharger 11 low pressure, the bypass valve compressor 14 is open.
  • the downstream pressure P dc , sP , low pressure BP is then equal to the supercharging pressure or downstream pressure Pdc, s P , high pressure HP which is known.
  • Pdc, m, BP Pdc, m, HP-
  • the upstream pressure P U c, m, BP low pressure is equal to the air intake pressure 5 is the atmospheric pressure P atm equal to 1 atm. This makes it possible to calculate the input quantities of the low-pressure module 18:
  • the other useful quantities W c , m , B p, Pdt, BP, Pdc, BP, T ut , BP, T uc , B p are obtained by a sensor, an estimator or a cartography.
  • the turbocharger selection step 1, 11 is carried out by the manager 19 according to the following rules: the high pressure turbocharger 1 via the high pressure bypass actuator is controlled when the engine RM 4 speed is less than a threshold, the bypass valve 14 of the high pressure compressor 3 being controlled closed and the low pressure bypass actuator 16 being controlled closed, - the low pressure turbocharger 11 via the low pressure bypass actuator 16 is piloted when the speed of the engine 4 is greater than a threshold, the bypass valve 14 of the high pressure compressor 3 being controlled open and the high pressure bypass actuator being controlled open.
  • the engine speed threshold 4 is for example equal to 2750 rpm.
  • a more advanced high pressure / low pressure switching strategy taking into account for example the load can still be used.
  • a hysteresis can advantageously be introduced in order to avoid too frequent switching around the engine speed threshold.
  • the results obtained with the method according to the invention are illustrated in the curves of FIGS. 18 and 19. All the curves show the boost pressure as a function of time during a transient, here a charge with a gear ratio. three.
  • the reference / base corresponds to the double-loop process of the prior art.
  • Curve 36 shows the boost pressure setpoint Pdc, s P , HP for the reference.
  • Curve 37 shows the supercharging pressure setpoint P dc , sP , HP for the series mode.
  • the Curve 38 shows the boost pressure measurement Pdc, m, HP for the reference.
  • Curve 39 is the supercharging pressure measurement P dc , m, HP for the series mode.
  • Curve 40 shows the boost pressure setpoint Pdc, s P , HP for the reference.
  • Curve 41 shows the supercharging pressure setpoint P dc , sP , HP for the parallel mode.
  • Curve 42 is the boost pressure measurement Pdc, m, HP for the reference.
  • Curve 43 FIG boost pressure measurement P dc, m, HP for the parallel mode. The method presented shows that the regulation of a double stage supercharging system is possible without taking into account the measurement of the pressure in the exhaust manifold 8 of the engine 4.
  • the "single loop” series and parallel structures have performance very close to each other.
  • the "single loop” structures make it possible to obtain response times that are virtually identical to those obtained with the "double loop” reference method.

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Abstract

Procédé, pour un turbocompresseur (1, 11) de suralimentation d'un moteur thermique (4) comprenant une turbine (2, 12), un compresseur (3, 13) et un actionneur de by-pass (15, 16) permettant de commander un débit d'air (Wact) ne traversant pas la turbine (2, 12), comportant une étape de détermination d'une consigne de position (αsp) de l'actionneur de by-pass (15, 16) en fonction d'une consigne de rapport de compression (PRc,sp), d'une mesure de rapport de compression (PRc,m), d'une mesure de débit (Wc,m) au travers du compresseur (3, 13), d'une mesure de pression Pdt en aval de la turbine (2, 12), d'une mesure de pression Pdc en aval du compresseur (3, 13), d'une mesure de température Tut en amont de la turbine (2, 12), et d'une mesure de température Tuc en amont du compresseur (3, 13). Application au pilotage d'un dispositif de suralimentation à turbocompresseur simple ou double.

Description

Procédé, pour un turbocompresseur de suralimentation, de détermination d'une consigne de position d'un actionneur de by-pass
La présente invention concerne le contrôle moteur et plus particulièrement le pilotage d'un dispositif de suralimentation à turbocompresseur par un procédé de détermination d'une consigne de position d'un actionneur de by-pass turbine en fonction d'une consigne de rapport de compression.
L'invention s'applique à un dispositif de suralimentation comprenant un turbocompresseur à géométrie fixe, ou encore deux tels turbocompresseurs montés en série.
Avec l'augmentation des performances des moteurs suralimentés, les niveaux de pressions de suralimentation augmentent et les turbocompresseurs sont de plus en plus sollicités. Il est important de piloter le plus finement possible ces turbocompresseurs pour éviter la détérioration du turbocompresseur tout en améliorant le brio du véhicule lors des accélérations.
Les normes de dépollution étant de plus en plus sévères, la quantité de particules rejetée par un moteur est de plus en plus faible. Le filtre à particules, FAP, est une solution qui permet de réduit la quantité de particules rejetée dans l'environnement. Il est composé d'un ensemble de micro canaux dans lesquels une grande partie des particules se trouvent piégées. Une fois le filtre plein, il faut vider le filtre en brûlant les particules, cette phase est appelée «régénération». La régénération peut être obtenue soit par un dispositif de chauffe, soit par des réglages moteur spécifique. Le filtre à particules est placé dans la ligne d'échappement en aval de la turbine basse pression.
L'introduction d'un tel dispositif produit une augmentation de la contre pression d'échappement. Cette contre pression est d'autant plus importante que le filtre est chargé en particules. Cette contre pression échappement se traduit vis-à-vis du turbocompresseur par une réduction du taux de détente, qui entraîne une réduction de la puissance fournie par les gaz d'échappement aux turbines et une diminution des performances moteurs. Pour obtenir le même niveau de performance, il faut maintenir le taux de détente en augmentant la pression en amont de la turbine. L'augmentation de la pression en amont des turbines est obtenue par une fermeture adéquate des actionneurs de by- pass. Une commande de ces actionneurs permet de piloter le dispositif de suralimentation.
Dans le domaine du pilotage de tels dispositifs de suralimentation doubles, la demanderesse a développé un procédé de pilotage à double boucle pilotant simultanément les deux turbocompresseurs et décrit dans la demande de brevet FR 08 53686 déposée le 4 juin 2008. Un tel système fournit des performances remarquables mais nécessite un capteur de pression d'échappement en amont de la turbine haute pression. L'implantation d'un tel capteur est coûteuse. La présente invention se propose de supprimer ce capteur.
Pour cela le procédé de pilotage utilise avantageusement une variable rapport de compression du compresseur pour piloter un turbocompresseur dans le cas où il est unique. De plus, dans le cas d'un double turbocompresseur, le procédé remplace un pilotage à double boucle par un pilotage à un instant donné de l'un ou de l'autre des turbocompresseurs, combiné à un gestionnaire qui sélectionne le turbocompresseur piloté.
L'invention a pour objet un procédé, pour un turbocompresseur de suralimentation d'un moteur thermique comprenant une turbine entraînée par les gaz d'échappement, un compresseur entraîné en rotation par la turbine afin de comprimer l'air d'admission, et un actionneur de by-pass de la turbine permettant de commander un débit d'air ne traversant pas la turbine, ledit procédé déterminant une consigne de position de l' actionneur de by-pass en fonction d'une consigne de rapport de compression, d'une mesure de rapport de compression, d'une mesure de débit au travers du compresseur, d'une mesure de pression en aval de la turbine, d'une mesure de pression en aval du compresseur, d'une mesure de température en amont de la turbine, et d'une mesure de température en amont du compresseur.
Selon une autre caractéristique de l'invention, la détermination d'une consigne de position de l'actionneur de by-pass comprend : - détermination d'une consigne de taux de détente en fonction de la consigne de rapport de compression et de la mesure de rapport de compression,
- détermination d'une consigne de position de l'actionneur de by-pass en fonction de la consigne de taux de détente ainsi déterminée.
Selon une autre caractéristique de l'invention, la détermination de la consigne de position de l'actionneur de by-pass, en fonction de la consigne de taux de détente utilise un modèle d'actionneur inverse. Selon une autre caractéristique de l'invention, la consigne de taux de détente est, préalablement à l'utilisation du modèle d'actionneur inverse, saturée en fonction d'une pression maximale autorisée en aval de la turbine, selon la formule :
Figure imgf000005_0001
PRt,sP,sat est la consigne de taux de détente après saturation, PRt, sp est la consigne de taux de détente avant saturation, Pdt est la pression en aval de la turbine, Pdt,maχ est la pression maximale acceptable en aval de la turbine, la valeur de consigne de rapport de compression saturée remplaçant pour la suite la valeur de consigne de rapport de compression initiale.
Selon une autre caractéristique de l'invention, la consigne de taux de détente est égale à la somme d'une consigne de taux de détente en boucle ouverte calculée en fonction de la consigne de rapport de compression par un module de pré positionnement, et d'une consigne de taux de détente en boucle fermée calculée en fonction d'une erreur entre la consigne de rapport de compression et la mesure de rapport de compression par un premier module contrôleur.
Selon une autre caractéristique de l'invention, la consigne de position de 1 ' actionneur de by-pass est égale à la somme d'une consigne de position en boucle ouverte calculée en fonction de la consigne de rapport de compression, et d'une consigne de position en boucle fermée calculée en fonction d'une erreur entre la consigne de rapport de compression et la mesure de rapport de compression par un second module contrôleur.
Selon une autre caractéristique de l'invention, la détermination de la consigne de position en boucle ouverte comprend les étapes de :
- détermination d'une consigne de taux de détente en boucle ouverte en fonction de la consigne de rapport de compression par un module de pré positionnement,
- détermination d'une consigne de position en boucle ouverte en fonction de la consigne de taux de détente en boucle ouvert ainsi déterminée en utilisant un modèle d' actionneur inverse .
Selon une autre caractéristique de l'invention, la consigne de position est finalement saturée, selon la formule: α^=™(αç.α^) ' où αsp,sat est la consigne de position après saturation, αsp est la consigne de position avant saturation, αSp,maχ est une consigne de position maximale. Selon une autre caractéristique de l'invention, la consigne de position maximale est déterminée en fonction du taux de détente en boucle ouverte en utilisant un modèle d' actionneur inverse.
Selon une autre caractéristique de l'invention, la consigne de taux de détente en boucle ouverte est, préalablement à l'application du modèle d' actionneur inverse pour déterminer la consigne de position maximale, saturée en fonction d'une pression maximale autorisée en aval de la turbine, selon la formule : p PRt,sp,sat = ™∞(PKsp,ol ' -^- ) ' OU
"dt
PRt,sP,sat est la consigne de taux de détente après saturation, PRt, sp est la consigne de taux de détente avant saturation, Pdt est la pression en aval de la turbine,
Pdt,maχ est la pression maximale acceptable en aval de la turbine, la valeur de consigne du taux de détente saturée remplaçant pour la suite la valeur initiale de consigne du taux de détente en boucle ouverte.
Selon une autre caractéristique de l'invention, le module de pré positionnement comprend les étapes suivantes : détermination d'une mesure de débit corrigé d'air d'admission au travers du compresseur en fonction d'une mesure de débit d'air d'admission au travers du compresseur, selon la formule : Wcmcor
Figure imgf000007_0001
Wc,m, cor est la mesure de débit corrigé d'air d'admission au travers du compresseur, Wc,m est la mesure de débit d'air d'admission au travers du compresseur,
Tuc est une température en amont du compresseur,
Puc est une pression en amont du compresseur,
Tc,ref est une température de référence du compresseur, Pc,ref est une pression de référence du compresseur,
- détermination d'une consigne de régime corrigé relativement au compresseur, au moyen d'une fonction du rapport de compression et du débit corrigé d'air d'admission au travers du compresseur, ladite fonction étant définie par une cartographie à deux dimensions,
- détermination d'une consigne de régime en fonction de la consigne de régime corrigé relativement au compresseur selon la formule :
Figure imgf000007_0002
Nsp est la consigne de régime du turbocompresseur,
Nsp,corc est la consigne de régime corrigé relativement au compresseur du turbocompresseur,
Tuc est la température en amont du compresseur,
Tc,ref est la température de référence du compresseur, - calcul d'un rendement du compresseur en fonction de la consigne de régime corrigé relativement au compresseur du turbocompresseur et de la consigne de débit corrigé d'air d'admission au travers du compresseur, au moyen d'une fonction de la consigne de régime corrigé relativement au compresseur du turbocompresseur et de la consigne de débit corrigé d'air d'admission au travers du compresseur, ladite fonction étant définie par une cartographie à deux dimensions,
- calcul d'une consigne de puissance compresseur selon la formule :
Figure imgf000008_0001
Hc,sp est la consigne de puissance du compresseur,
Wc,m est la mesure de débit d'air d'admission au travers du compresseur, ηc est le rendement du compresseur,
Tuc est la température en amont du compresseur,
PRc,sp est la consigne de rapport de compression du compresseur,
Cpc est une première constante thermodynamique de l'air d'admission, γc est une seconde constante thermodynamique de l'air d ' admission, calcul d'une consigne de puissance turbine selon la formule : Htsp=Hcspl où
Ht,Sp est la consigne de puissance de la turbine, Hc,sp est la consigne de puissance du compresseur, - détermination d'une consigne de régime corrigé relativement à la turbine en fonction de la consigne de régime selon la formule :
Figure imgf000008_0002
Nsp est la consigne de régime du turbocompresseur, Nsp,cort est la consigne de régime corrigé relativement à la turbine du turbocompresseur, Tut est une température en amont de la turbine, Tt,ref est une température de référence de la turbine,
- calcul de la consigne de taux de détente en boucle ouverte
selon la formule PRtspol =F ι ,N s.p,cort OU
Figure imgf000009_0001
PRt, sp, oi est le taux de détente en boucle ouverte de la turbine,
Ht,sp est la consigne de puissance de la turbine,
Nsp,cort est la consigne de régime corrigé relativement à la turbine du turbocompresseur, et
F une fonction définie par une cartographie à deux dimensions et obtenue par inversion de l'équation suivante :
Figure imgf000009_0002
Ht,sp est la consigne de puissance de la turbine,
PRt,sP,oi est le taux de détente en boucle ouverte de la turbine, Cpt est une première constante thermodynamique du gaz d ' échappement,
Yt est une seconde constante thermodynamique du gaz d ' échappement, ηt est un rendement de la turbine pouvant être exprimé au moyen d'une fonction de la consigne de régime corrigé relativement à la turbine du turbocompresseur et de la consigne de taux de détente en boucle ouverte, ladite fonction étant définie par une cartographie à deux dimensions, Wt, Sp est une consigne de débit de gaz d'échappement au travers de la turbine déterminée par la formule :
Figure imgf000009_0003
Wt, Sp est une consigne de débit de gaz d'échappement au travers de la turbine, Wt,sp,cor est une consigne de débit corrigé de gaz d'échappement au travers de la turbine pouvant être exprimée au moyen d'une fonction de la consigne de régime corrigé relativement à la turbine du turbocompresseur et de la consigne de taux de détente en boucle ouverte, ladite fonction étant définie par une cartographie à deux dimensions,
Tut est une température en amont de la turbine,
Tt,ref est une température de référence de la turbine,
Pdt est une pression en aval de la turbine,
Pt,ref est une pression de référence de la turbine. Selon une autre caractéristique de l'invention, le premier module contrôleur, respectivement le second module contrôleur, est un régulateur configuré de manière à annuler ladite erreur.
Selon une autre caractéristique de l'invention, le régulateur utilise des règles de logique floue.
Selon une autre caractéristique de l'invention, le régulateur comprend un module Proportionnel Intégral Dérivé, PID.
Selon une autre caractéristique de l'invention, l'actionneur de by-pass de la turbine est modélisé par une équation de Barré Saint Venant, selon la formule :
Figure imgf000010_0001
PR désigne la grandeur d'entrée soit respectivement :
PRt, Sp la consigne de taux de détente, PRt,sp,oi la consigne de taux de détente en boucle ouverte,
PRt,sP,oi,sat la consigne de taux de détente en boucle ouverte saturée,
Wact est un débit au travers de l'actionneur, Sact est une section de l'actionneur, Pdt est une pression en aval de la turbine,
Tdt est une température en aval de la turbine, Ψ une fonction de la variable X, définie par :
Figure imgf000010_0002
Yt est une première constante thermodynamique du gaz d'échappement, égale à 1,4, R est la constante des gaz, égale à 287 J/kg/K.
Selon une autre caractéristique de l'invention, le débit au travers de l'actionneur est déterminé selon la formule :
Figure imgf000011_0001
' oUùU Wc,m est une mesure du débit au travers du compresseur, Wt, sp est une consigne de débit au travers de la turbine.
Selon une autre caractéristique de l'invention, ladite section de l'actionneur est cartographiée en fonction de la consigne de position dudit actionneur et de la consigne de taux de détente.
L'invention concerne encore un procédé, pour un dispositif de suralimentation double à géométrie fixe d'un moteur thermique, comprenant :
- un premier turbocompresseur haute pression comprenant une turbine haute pression entraînée par les gaz d'échappement issus dudit moteur thermique, un compresseur haute pression entraîné en rotation par la turbine haute pression afin de comprimer l'air d'admission injecté dans le moteur thermique, et un actionneur de by-pass haute pression de la turbine haute pression permettant de commander un débit d'air ne traversant pas la turbine haute pression,
- un second turbocompresseur basse pression comprenant une turbine basse pression entraînée par les gaz d'échappement issus dudit moteur thermique via la turbine haute pression ou l'actionneur de by-pass haute pression, un compresseur basse pression entraîné en rotation par la turbine basse pression afin de comprimer l'air d'admission injecté dans le moteur thermique via le compresseur haute pression, et un actionneur de by-pass basse pression de la turbine basse pression permettant de commander un débit d'air ne traversant pas la turbine basse pression, et une vanne de by-pass du compresseur haute pression permettant sélectivement de by-passer le compresseur haute pression afin de relier en direct le compresseur basse pression au moteur, de détermination d'une consigne de commande de l'actionneur de by-pass haute pression et d'une consigne de commande de l'actionneur de by-pass basse pression en fonction d'une consigne de rapport de pression haute pression, d'une consigne de rapport de pression basse pression, d'une mesure de rapport de pression haute pression, d'une mesure de rapport de pression basse pression, d'une mesure du débit d'air au travers des compresseurs haute pression et basse pression, des mesures de pression en aval respectivement de la turbine haute pression et de la turbine basse pression, des mesures de pression en aval respectivement du compresseur haute pression et du compresseur basse pression, des mesures de température en amont respectivement de la turbine haute pression et de la turbine basse pression, et des mesures de température en amont respectivement du compresseur haute pression et du compresseur basse pression, ledit procédé comprenant les étapes suivantes : - sélection au moyen d'un gestionnaire d'un actionneur de by- pass à commander parmi l' actionneur de by-pass haute pression et l' actionneur de by-pass basse pression,
- détermination en conséquence d'une consigne de position de l' actionneur de by-pass haute pression en fonction d'une consigne de rapport de compression haute pression et d'une mesure de rapport de compression haute pression, ou d'une consigne de position de l' actionneur de by-pass basse pression en fonction d'une consigne de rapport de compression basse pression et d'une mesure de rapport de compression basse pression, selon le procédé de l'un quelconque des modes de réalisation précédents.
Selon une autre caractéristique de l'invention, l'étape de sélection est effectuée par le gestionnaire selon les règles suivantes : - l' actionneur de by-pass haute pression est piloté lorsque le régime du moteur est inférieur à un seuil, la vanne de by- pass du compresseur haute pression étant commandée fermée et 1' actionneur de by-pass basse pression étant commandé fermé,
- l' actionneur de by-pass basse pression, est piloté lorsque le régime du moteur est supérieur à un seuil, la vanne de by- pass du compresseur haute pression étant commandée ouverte et 1' actionneur de by-pass haute pression étant commandé ouvert.
Selon une autre caractéristique de l'invention, le seuil de régime du moteur est égal à 2750 tr/mn.
D'autres caractéristiques, détails et avantages de l'invention ressortiront plus clairement de la description détaillée donnée ci-après à titre indicatif en relation avec des dessins sur lesquels : la figure 1 illustre un moteur thermique avec un turbocompresseur de suralimentation,
- la figure 2 illustre un moteur thermique équipé d'un dispositif de suralimentation comprenant deux turbocompresseurs,
- la figure 3 présente un bloc-diagramme d'un mode de réalisation "série" du procédé selon l'invention,
- la figure 4 présente un bloc-diagramme d'un mode de réalisation "parallèle" du procédé selon l'invention,
- la figure 5 présente un bloc-diagramme intégrant deux modules série ou parallèle, les figures 6 et 7 présentent respectivement une cartographie et un tableau de valeurs numériques définissant la fonction fl, pour le turbocompresseur haute pression, les figures 8 et 9 présentent respectivement une cartographie et un tableau de valeurs numériques définissant la fonction fl, pour le turbocompresseur basse pression, les figures 10 et 11 présentent respectivement une cartographie et un tableau de valeurs numériques définissant la fonction f2, pour le turbocompresseur haute pression, les figures 12 et 13 présentent respectivement une cartographie et un tableau de valeurs numériques définissant la fonction f2, pour le turbocompresseur basse pression, - les figures 14 et 15 présentent respectivement une cartographie et un tableau de valeurs numériques définissant la fonction F"1, pour le turbocompresseur haute pression, les figures 16 et 17 présentent respectivement une cartographie et un tableau de valeurs numériques définissant la fonction F"1, pour le turbocompresseur basse pression,
- les figures 18 et 19 illustrent les résultats obtenus respectivement avec le module série et avec le module parallèle . Afin de faciliter la lecture de la description, des blocs-diagrammes et particulièrement des formules, il est utilisé les notations suivantes : variables :
N : régime ou vitesse de rotation (du turbocompresseur) , PR : rapport de pression (rapport de compression du compresseur, taux de détente de la turbine) ,
W débit, P pression H puissance, T température, η rendement,
RM régime moteur, Cp constante thermodynamique, capacité thermique à pression constante,
Cv constante thermodynamique capacité thermique à volume constant,
Y : constante thermodynamique, coefficient égal à Cp/Cv, J : moment d'inertie (du turbocompresseur), indices :
C compresseur, t turbine, sp consigne, m mesurée, observée, ou simulée, cor corrigée, cort corrigée relativement à la turbine, corc corrigée relativement au compresseur, ref de référence,
U amont, d aval, ol boucle ouverte, cl boucle fermée, sat saturé
HP haute pression,
BP basse pression.
La figure 1 illustre le contexte de l'invention dans le cas d'un unique turbocompresseur 1. Un moteur thermique 4 reçoit classiquement par des tubulures d'admission 6 de l'air 5. Le moteur 4 produit des gaz d'échappement 7 qui s'échappent par des tubulures d'échappement 8. Un turbocompresseur 1 de suralimentation permet d'augmenter la quantité d'air 5 admise par le moteur thermique 4. Pour cela le turbocompresseur 1 comprend une turbine 2 et un compresseur 3. La turbine 2 est fluidiquement connectée sur les tubulures d'échappement 8 afin d'être entraînée par les gaz d'échappement 7 issus du moteur thermique 4. La turbine 2 est mécaniquement solidaire du compresseur 3 qu'elle entraîne en rotation. Le compresseur 3 est fluidiquement connecté sur les tubulures d'admission 6, afin que le compresseur 3 comprime l'air d'admission 5 avant son entrée dans le moteur thermique 4. Il est possible d'isoler la turbine 2 au moyen d'un actionneur de by-pass 15. Il est possible d'isoler le compresseur au moyen d'une vanne de by-pass 14. Le repère 9 figure un capteur de débit d'air Wc,m d'admission 5.
La figure 2 illustre le contexte de l'invention dans le cas d'un double turbocompresseur 1, 11. Un premier turbocompresseur 1 haute pression est identique au turbocompresseur précédemment décrit avec une turbine 2 haute pression, un compresseur 3 haute pression et un actionneur à commande proportionnelle de by-pass 15 haute pression permet de régler un débit ne traversant pas la turbine 2 haute pression. Un second turbocompresseur 11 basse pression est relié en série avec le premier turbocompresseur 1. La turbine 12 basse pression est entraînée par le gaz d'échappement 7 sortant à l'aval de la turbine 2 haute pression, ou lorsqu'il est au moins partiellement commandé ouvert, de l' actionneur de by-pass 15 haute pression. En sortie de la turbine 12 basse pression le gaz d'échappement 7 est dirigé vers l'échappement. La turbine 12 basse pression est mécaniquement solidaire du compresseur 13 basse pression qu'elle entraîne en rotation. Le compresseur 13 basse pression reçoit l'air issu du filtre à air le comprime avant de le transmettre à l'amont du compresseur 3 haute pression. Si la vanne tout ou rien de by-pass 14 est ouverte, le compresseur 13 basse pression transmet l'air directement au moteur 4 via la tubulure d'admission 6.
Les deux actionneurs de by-pass haute pression 15 et basse pression 16 commandables proportionnellement sont disposés entre l'amont et l'aval respectivement de la turbine 2 haute pression et de la turbine 12 basse pression. De même la vanne de by-pass 14 compresseur commandable en tout ou rien est disposée entre l'amont et l'aval du compresseur 3 haute pression. Ces trois dispositifs permettent de contrôler l'ensemble du système 20 de suralimentation. Alors que la commande double boucle de l'art antérieur, pilote simultanément les deux actionneurs 15, 16 de by-pass, la suppression souhaitée d'un capteur de pression d'échappement Put,HP en amont de la turbine haute pression 2 ne permet plus un tel pilotage. Un des principes de l'invention est de ne piloter qu'un seul turbocompresseur 1, 11 à la fois en agissant sur l'actionneur de by-pass 15, 16 correspondant.
Selon l'invention, le module central du procédé comporte une étape de détermination d'une consigne de position αsp d'un actionneur de by-pass 15, 16 en fonction d'une consigne de rapport de compression PRc,sP et d'une mesure de rapport de compression PRc,m- Deux rapports de pression PR peuvent être définis comme le rapport de la pression amont P11 à la pression aval Pd. Pour un compresseur 3, 13 ce rapport de pression est nommé rapport de compression PRC et est égal
P àPi?c=—^. Pour une turbine 2, 12 ce rapport de pression est
nommé taux de détente PRt et est égal à
Figure imgf000016_0001
Le module central accepte en entrée une consigne de rapport de compression PRc,sP à partir de laquelle sont déterminées des grandeurs en boucle ouverte. Afin d'affiner le procédé, des grandeurs en boucle fermée sont aussi déterminées. Pour cela le procédé est rebouclé sur une grandeur indicative de la réponse du système 20. Cette grandeur mesurée peut être une mesure de rapport de compression PRc,m ou ce qui est équivalent, un écart dudit rapport de compression εPRc calculé par εPRc = PRc,sP - PRc,m. Ce module central peut être mis en œuvre selon plusieurs modes de réalisation. Deux modes de réalisation illustratifs sont ici présentés. Ces deux modes utilisent des modules identiques ou similaires organisés différemment. Un premier mode de réalisation "série" est illustré à la figure 3. Un second mode de réalisation "parallèle" est illustré à la figure 4.
En se référant à la figure 3, dans le mode série, la détermination d'une consigne de position αsp de l'actionneur de by-pass 15, 16 peut se décomposer en une première étape de détermination, par les blocs 21, 22, 23, d'une consigne de taux de détente PRt, sp en fonction de la consigne de rapport de compression PRc,sP et de la mesure de rapport de compression PRc,m, ou de l'écart εPRC, disponibles en entrée, suivie d'une seconde étape de détermination d'une consigne de position αsp de l'actionneur de by-pass 15, 16 en fonction de la consigne de taux de détente PRt, sp ainsi déterminée, au sein du bloc 25 et le cas échéant du bloc 24. La détermination de la consigne de position αsp de l'actionneur de by-pass 15, 16 en fonction de la consigne de taux de détente PRt, sp utilise un modèle d'actionneur inverse, situé dans le bloc 25. Ce modèle d'actionneur inverse réutilisé à plusieurs reprises, sera détaillé plus loin.
Au sein du bloc de limitation 24, la consigne de taux de détente PRt, sp est avantageusement saturée, avant application du modèle d'actionneur inverse 25. Cette saturation est avantageusement réalisée en bornant ledit taux de détente PRt, sp par un taux de détente PRt,Sp,maχ maximum, calculé en fonction d'une pression Pdt,maχ maximale autorisée en aval de la turbine 2, 12, selon la formule :
Figure imgf000017_0001
Après limitation le taux de détente PRt, sp est partout remplacé par le taux de détente saturé PRt,sP,sat-
La consigne intermédiaire de taux de détente PRt, sp est déterminée en ajoutant, par le sommateur 23, une consigne de taux de détente PRt,sp,oi en boucle ouverte et une consigne de taux de détente PRt,sp,ci en boucle fermée.
La consigne de taux de détente PRt,sp,oi en boucle ouverte est calculée en fonction de la consigne de rapport de compression PRc,sP par un module modélisant le système 20. Ce module dit de pré positionnement, implémenté au bloc 21, réutilisé à plusieurs reprises, sera détaillé plus loin.
La consigne de taux de détente PRt,sp,ci en boucle fermée utilise un rebouclage sur des grandeurs mesurées ou estimées issues du système 20 afin d'asservir le procédé. Elle est calculée en fonction d'une erreur ou écart εPRc entre la consigne de rapport de compression PRc,sp et la mesure du rapport de compression PRc,m effectivement réalisé. Le calcul est réalisé par un premier module contrôleur 22. Ce module contrôleur, implémenté au bloc 22, réutilisé à plusieurs reprises, sera détaillé plus loin.
En se référant à la figure 4, dans le mode parallèle, la consigne de position αsp de l'actionneur de by-pass 15, 16 est déterminée en ajoutant, par le sommateur 29, une consigne de position αsp,oi en boucle ouverte et une consigne de position αsp,ci en boucle fermée.
La consigne de position αsp,ci en boucle fermée utilise un rebouclage sur des grandeurs mesurées ou estimées issues du système 20 afin d'asservir le procédé. Elle est calculée en fonction de l'erreur εPRc entre la consigne de rapport de compression PRc,sp et la mesure de rapport de compression PRc,m par un second module contrôleur 27. Ce module contrôleur, implémenté au bloc 27, est très semblable à celui utilisé dans le mode série. La consigne de position αsp,oi en boucle ouverte est calculée en fonction de la consigne de rapport de compression PRC;Sp par un module modélisant le système 20. Ce module comprend en séquence un module de pré positionnement 26, implémenté au bloc 26 et identique au module de pré positionnement 21 du mode série, et un module modèle d'actionneur inverse, implanté au bloc 28 et identique au module modèle d'actionneur inverse 25 du mode série. La détermination de la consigne de position αsp,oi en boucle ouverte comprend les étapes successives de détermination d'une consigne de taux de détente PRt,sp,oi en boucle ouverte en fonction de la consigne de rapport de compression PRc,sp par le module de pré positionnement 26 et de détermination d'une consigne de position αsp,oi en boucle ouverte en fonction de la consigne de taux de détente PRt,sp,oi en boucle ouverte ainsi déterminée en utilisant un modèle d'actionneur inverse, implémenté au bloc 28.
La saturation, optionnelle, réalisée sur la grandeur taux de détente PRt, sp au sein du bloc 24 du mode série, est ici réalisée sur la grandeur position αsp de l'actionneur de by- pass 15, 16, au sein du bloc 32, la grandeur majorante consigne de position maximale αsp,max, correspondant à la même pression maximale acceptable Pdt,maχ dans la tubulure d'échappement en aval de la turbine 2, 12. Cette saturation est réalisée selon la formule :
α¥|JΛ =min(αψ,αψmax)
où αsp,sat est une consigne de position après saturation, αsp est la consigne de position avant saturation et αsp,max est une consigne de position maximale.
La consigne de position αsp,max maximale est déterminée en fonction du taux de détente PRt,sp,oi en boucle ouverte en utilisant un modèle d'actionneur inverse, implémenté au bloc
31. Ce modèle d'actionneur inverse est identique à celui implanté au bloc 28 et au bloc 25 du mode série.
Avantageusement, la consigne de taux de détente PRt,sp,oi en boucle ouverte est, préalablement à l'application du modèle d'actionneur inverse 31 pour déterminer la consigne de position maximale αsp,max, saturée, au bloc 30, en fonction de la pression maximale Pdt,maχ autorisée en aval de la turbine 2, 12.
Certains modules communs aux modes série et parallèles : pré positionnement, contrôleur et modèle d'actionneur inverse, vont maintenant être décrits plus en détail.
Le module de pré positionnement, implanté aux blocs 21 et 26, détermine une consigne de taux de détente à partir de la consigne de rapport de compression. Il s'appuie sur une hypothèse d'égalité des puissances du compresseur et de la turbine en régime stabilisé. Il peut se décomposer en quatre étapes .
Etape n°l : Calcul d'une consigne de régime turbocompresseur
Une consigne de régime est calculée à partir d'une fonction fl, donnée sous forme d'une cartographie compresseur fl, fournie par le constructeur en fonction de grandeurs réduites ou corrigées en pression et température relativement à des valeurs de référence. Cette cartographie est représentée aux figures 6 à 9. Elle donne le rapport de compression PRC sur la roue du compresseur 3, 13 en fonction du débit Wc,m,cor corrigé et du régime Nsp,corc corrigé relativement au compresseur. Le régime N étant défini indifféremment pour la turbine 2, 12 ou le compresseur 3, 13 peut être corrigé Nsp,cort relativement à la température Tut de la turbine 2, 12 ou encore corrigé Nsp,corc relativement à la température Tuc du compresseur 3, 13. On a :
PRc,Sp = /l tyc,m,cor » N sp,corc ) ' ^ Ve C
i KVf sp,corc - ~ iKVf ' p KfL I 'f' - ~ --<- -— W'' -
Figure imgf000020_0001
Figure imgf000020_0002
Le débit Wc,m,cor d'air d'admission 5 est obtenu par la formule précédente en fonction du débit Wc,m,cor d'air. Ce débit Wc,m,cor est par exemple mesuré par un débitmètre 9. Hypothèse est faite que le débit au travers du compresseur 13 basse pression est identique au débit au travers du compresseur 3 haute pression.
La consigne Nsp de régime turbocompresseur s'obtient ainsi en fonction de la consigne de rapport de compression PRc,sp et du débit Wc,m par inversion de la fonction f1.
Etape n°2 : Calcul de la consigne de puissance compresseur. La puissance Hc du compresseur 3, 13 s'exprime analytiquement en appliquant le principe fondamental de la thermodynamique à la roue du compresseur 3, 13. Il en résulte une expression faisant apparaître les conditions de pression aux bornes du compresseur 3, 13, le débit Wc,m le traversant et la température Tuc en amont :
Figure imgf000021_0001
Le rendement ηc dans l'expression précédente est relié au régime Nsp et au débit Wc,m. Cette relation est donnée par une fonction f2, établie par le constructeur, par exemple sous forme d'une cartographie f2. Une telle cartographie est représentée aux figures 10 à 13.
Figure imgf000021_0002
A cette étape, on connaît la consigne de rapport de pression PRc,sp, la mesure de débit Wc,m et la consigne de régime Nsp. Il est ainsi possible de calculer la consigne de puissance Hc,sp compresseur. Cette puissance Hc,sp consommée par le compresseur 3, 13 correspond à la puissance qui doit être récupérée par la turbine 2, 12 et transmise audit compresseur 3, 13 pour atteindre la pression de suralimentation Pdt,HP souhaitée dans le répartiteur d'admission 6.
Etape n°3 : Calcul de la puissance de la turbine.
L'étape 3 transforme la consigne de puissance Hc,sp compresseur en consigne de puissance Ht,sp turbine. La vitesse de rotation ou régime N du turbocompresseur 1, 11 est obtenue par le principe fondamental de la dynamique appliqué au système composé de la turbine 2, 12, du compresseur 3, 13 et de l'axe de couplage entre turbine et compresseur. Cette relation permet de transférer les consignes « admission » (sur le compresseur) en consignes « échappement » (sur la turbine) . Le régime N du turbocompresseur 1, 11 dépend essentiellement de la différence entre la puissance Ht de la turbine 2, 12 et la puissance Hc du compresseur 3, 13. Ces puissances s'expriment analytiquement à partir de l'application du premier principe de la thermodynamique. Dans l'équation ci-dessous, les puissances sont remplacées par leur consigne :
JN^ = H<«-H°«>
où J est l'inertie et d/dt l'opérateur de dérivation par rapport au temp.
On fait l'hypothèse que le système est à l'équilibre. Ceci permet de négliger le terme dynamique. Selon cette hypothèse, toute la puissance turbine est transmise au compresseur :
Figure imgf000022_0001
Etape n°4 : Calcul de la consigne de taux de détente en boucle ouverte
La puissance Ht,sp turbine est connue et dépend explicitement du taux de détente PRt,sp, selon la formule suivante :
Ht,sp avec
Figure imgf000022_0002
Figure imgf000022_0003
II est possible d'écrire cette formule en fonction de la consigne taux de détente PRt, sp et de l'inverser afin de calculer une consigne PRt, sp de taux de détente turbine.
Dans l'expression de la puissance turbine ci dessous, le débit W,sp et l'efficacité ηr sont donnés par des fonctions f3 et f4 fournies sous forme de cartographies établies par le constructeur du turbocompresseur 1, 11. Elles dépendent du régime turbine N et du taux de détente PRf L'équation d'égalité des consignes de puissance peut être réécrite en remplaçant la consigne de puissance Ht,sp turbine par son expression :
Figure imgf000023_0001
Ensuite, si on remplace le débit et le rendement par leurs expressions respectives, il vient :
* * c,sp ~ ' ' ut ' J Z V ^t,sp,ol ' -^ sp,cort ) ' J 4 V ^t,sp,ol ' ^ sp,cort ) ' 1-
Figure imgf000023_0002
Figure imgf000023_0003
Finalement, la relation ci-dessus est inversée afin de calculer la consigne de taux de détente PRt,sp,oi nécessaire pour atteindre la puissance compresseur Hc,sp souhaitée qui, à son tour, permettra d'obtenir la consigne de rapport de compression PRc,sp et donc la pression Pdt,sP de suralimentation souhaitée.
Figure imgf000023_0004
La cartographie F intègre les cartographies f3 et f4 Un exemple d'une telle cartographie F"1 est illustré aux figures 14 à 17.
Les grandeurs utilisées dans les formules précédentes sont des grandeurs de consigne d'entrée ou sont déterminées par les formules précédentes. Il peut encore s'agir de constantes. Ainsi les constantes thermodynamiques : Cpt capacité thermique du gaz d'échappement 7 à pression constante est égale 1136 J/kg/K,
Yt, coefficient rapport Cpt/Cvt des capacités thermiques du gaz d'échappement 7 respectivement à pression constante et à volume constant, est égale à 1,34,
Cpc capacité thermique de l'air d'admission 5 à pression constante est égal 1005 J/kg/K,
Yc, coefficient rapport Cpc/Cvc des capacités thermiques de l'air d'admission 5 respectivement à pression constante et à volume constant, est égale à 1,4.
En ce qui concerne les autres grandeurs :
Pdt,maχ est une constante déterminée par des calculs de résistance de la tubulure, Wc,m est déterminé par le débitmètre 9, compte tenu de la conservation des masses, hypothèse est faite que Wc,m,Hp est
Figure imgf000024_0001
Pdt, Pdc, Tuc, Tut sont déterminées par des capteurs, des estimateurs ou toute autre méthode connue de l'homme du métier. Ainsi, la température Tut en amont de la turbine peut être connue par une cartographie en fonction du régime moteur
RM et de la charge du moteur 4.
Les températures et pressions de références, utilisées pour déterminer les grandeurs réduites corrigées, sont dans les exemples illustratifs fournis, égales à :
Tc,ref = 298°K, Tt,ref = 873°K, Pc,ref = Pt,ref = 1 atm.
Ceci est valable tant pour le turbocompresseur 1 haute pression, que pour le turbocompresseur 11 basse pression.
Le contrôleur est un autre module réutilisé dans les différents modes de réalisation. Un premier module contrôleur
22 est utilisé par le mode série, et un second module contrôleur 27 est utilisé par le mode parallèle. La fonction d'un tel régulateur est, de manière connue, de modifier une grandeur de sortie, ici PRt, sp ou αsp, afin d'annuler l'écart εPRc mesuré en entrée. L'homme du métier connaît différentes méthodes pour réaliser une telle fonction. On peut ainsi citer le cas où le contrôleur est un régulateur 22, 27 utilisant des règles de logique floue. De manière classique encore, le régulateur 22, 27 peut comprendre un module Proportionnel, Intégral, Dérivé ou PID.
Un autre module réutilisé dans les différents modes de réalisation est un module modélisant un actionneur de by-pass 15, 16. Un tel actionneur placé dans une tubulure est commandable proportionnellement par une consigne αsp afin de modifier la section de Sact de son ouverture entre 0 et 100%. Une telle modélisation est par exemple obtenue en utilisant une équation de Barré Saint Venant, selon la formule :
Figure imgf000025_0001
PR désigne la grandeur d'entrée soit respectivement : PRt, Sp la consigne de taux de détente,
PRt,sp,oi la consigne de taux de détente en boucle ouverte, PRt,sp,oi,sat la consigne de taux de détente en boucle ouverte saturée,
Wact est un débit au travers de l' actionneur 15, 16, Sact est une section de l' actionneur 15, 16, Pdt est une mesure de pression en aval de la turbine, Tdt est une mesure de température en aval de la turbine, Ψ une fonction de la variable X, définie par :
Figure imgf000025_0002
Yt est une première constante thermodynamique du gaz d'échappement (7), égale à 1,4,
R est la constante des gaz, égale à 287 J/kg/K.
Dans la formule précédente le débit Wact au travers de 1' actionneur 15, 16 peut être déterminé, du fait de la conservation des masses selon la formule : WYV act =WYV c,m -WYV t,sp ' oUùU Wc,m est un débit mesuré au travers du compresseur 3, 13,
Wt, sp est une consigne de débit au travers de la turbine 2,
12.
Avantageusement, afin de pouvoir déterminer plus rapidement une valeur de section Sact de l'actionneur 15, 16, ladite section peut être cartographiée en fonction de la consigne de position αsp dudit actionneur 15, 16 et de la consigne de taux de détente PRt,sp.
Jusqu'à présent a été décrit un procédé permettant de piloter un turbocompresseur 1, 11. Dans le cas d'un double turbocompresseur, tel qu'illustré à la figure 2, comprenant un premier turbocompresseur 1 haute pression comprenant une turbine 2 haute pression entraînée par les gaz d'échappement 7 issus du moteur thermique 4, un compresseur 3 haute pression entraîné en rotation par la turbine 2 haute pression afin de comprimer l'air d'admission 5 injecté dans le moteur thermique 4, et un actionneur de by-pass 15 haute pression de la turbine 2 haute pression permettant de commander un débit d'air Wact,HP ne traversant pas la turbine 2 haute pression, un second turbocompresseur 11 basse pression comprenant une turbine 12 basse pression entraînée par les gaz d'échappement 7 issus dudit moteur thermique 4 via la turbine 2 haute pression ou l'actionneur de by-pass 15 haute pression, un compresseur 13 basse pression entraîné en rotation par la turbine 12 basse pression afin de comprimer l'air d'admission 5 injecté dans le moteur thermique 4 via le compresseur 3 haute pression, et un actionneur de by-pass 16 basse pression de la turbine 12 basse pression permettant de commander un débit d'air Wact,BP ne traversant pas la turbine 12 basse pression, et une vanne de by-pass 14 du compresseur 3 haute pression permettant sélectivement de by-passer le compresseur 3 haute pression afin de relier en direct le compresseur basse pression 13 au moteur 4, un procédé peut être utilisé pour commander chacun des deux turbocompresseur 1, 11 à tour de rôle. Un tel procédé détermine une consigne αsp,Hp de commande de l'actionneur de by-pass 15 haute pression et/ou une consigne αsp,Bp de commande de l'actionneur de by-pass 16 basse pression en fonction d'une consigne de rapport de pression PRc,sp,Hp haute pression, d'une consigne de rapport de pression PRc,sp,Bp basse pression, d'un débit Wc,m d'air au travers du compresseur, d'une température Tuc en amont du compresseur 3, 13, d'une température Tut en amont de la turbine 2, 12.
Un mode de réalisation d'un tel procédé est illustré à la figure 5. Un gestionnaire 19 assure l'arbitrage entre deux boucles indépendantes dédiées chacune à la commande d'un des turbocompresseurs 1, 11 au moyen de son actionneur de by- pass, respectivement l' actionneur de by-pass 15 haute pression et l' actionneur de by-pass 16 basse pression. Un seul des deux turbocompresseurs 1, 11, déterminé par le gestionnaire 19, est piloté à la fois. Le gestionnaire 19 détermine ainsi les entrées nécessaires et soit la consigne de position αsp,Hp de l' actionneur de by-pass 15 haute pression en fonction d'une consigne de rapport de compression PRC,SP,HP haute pression et d'une mesure de rapport de compression PRc,m,Hp haute pression si le turbocompresseur 1 haute pression est piloté, ou la consigne de position αsp,Bp de l' actionneur de by-pass 16 basse pression en fonction d'une consigne de rapport de compression PRc,sp,Bp basse pression et d'une mesure de rapport de compression PRc,m,Bp basse pression si le turbocompresseur 11 basse pression est piloté. Chacune de ces deux consignes de position αsp,Hp, αsp,Bp, est déterminée selon l'un des modes de réalisation du procédé précédemment décrit.
Ainsi le gestionnaire 19 détermine quel turbocompresseur haute pression 1 ou basse pression 11 est piloté. Selon le cas, il reçoit soit une consigne de position αsp,Hp haute pression déterminée par un module haute pression 17, soit une consigne de position αsp,BP basse pression déterminée par un module basse pression 18.
Lorsque le turbocompresseur 1 haute pression est piloté le gestionnaire 19 pilote l' actionneur haute pression 15 par la consigne αsp,Hp, commande l' actionneur basse pression 16 en position fermée par une commande αsp,BP à 0%, et commande la vanne haute pression 14 en position fermée par une commande Lorsque le turbocompresseur 11 basse pression est piloté le gestionnaire 19 pilote l'actionneur basse pression 16 par la consigne αsp,BP, commande l'actionneur haute pression 15 en position ouverte par une commande αsp,Hp à 100%, et commande la vanne haute pression 14 en position ouverte par une commande β .
Les grandeurs d'entrée de consigne ou de mesure PRc,sp,Hp, PRc,m,HP, PRC,SP,BP et PRc,m,Bp sont éventuellement mise en forme par un bloc d'entrée 35 à partir de grandeurs plus élémentaires telles que des pressions. Ainsi la consigne principale est une pression de suralimentation ou pression Pdc,sP,HP en aval du compresseur 3 haute pression. La mesure de cette même grandeur Pdc,m,HP encore notée Pdc,HP est aussi disponible mesurée ou estimée à partir du système 20 piloté. La mesure de pression PUc,m,HP encore notée PUC,HP amont du compresseur 3 haute pression est encore disponible par la mesure ou une estimation. Ceci permet de calculer les grandeurs d'entrée du module 17 haute pression :
pn _ Puc,m,HP pp _ Puc,m,HP ^dc,sp,HP ^dc,m,HP εPRCHP
Figure imgf000028_0001
v^-a Ie sommateur 33.
Les autres grandeurs utiles Wc,m,HP, Pdt,HP, Pdc,HP, Tut,Hp, Tuc,Hp sont obtenues par un capteur, un estimateur ou une cartographie.
Pour le module basse pression, il est nécessaire de connaître Pdc,sP,BP, Pdc,m,BP, et PUc,m,BP- Lorsque l'on pilote le turbocompresseur 11 basse pression, la vanne de by-pass compresseur 14 est ouverte. La pression aval Pdc,sP,BP basse pression est alors égale à la pression de suralimentation ou pression aval Pdc,sP,HP haute pression qui est connue. De même pour la mesure de cette grandeur Pdc,m,BP = Pdc,m,HP- La pression amont PUc,m,BP basse pression est égale à la pression d'admission de l'air 5 soit la pression atmosphérique Patm égale à 1 atm. Ceci permet de calculer les grandeurs d'entrée du module 18 basse pression :
Figure imgf000029_0001
ZpRc,BP
Figure imgf000029_0002
via le sommateur 34.
Les autres grandeurs utiles Wc,m,Bp, Pdt,BP, Pdc,BP, Tut,BP, Tuc,Bp sont obtenues par un capteur, un estimateur ou une cartographie .
L'étape de sélection de turbocompresseur 1, 11 est effectuée par le gestionnaire 19 selon les règles suivantes : - le turbocompresseur 1 haute pression via l'actionneur de by-pass 15 haute pression est piloté lorsque le régime RM du moteur 4 est inférieur à un seuil, la vanne de by-pass 14 du compresseur 3 haute pression étant commandée fermée et l'actionneur de by-pass 16 basse pression étant commandé fermé, - le turbocompresseur 11 basse pression via l'actionneur de by-pass 16 basse pression est piloté lorsque le régime du moteur 4 est supérieur à un seuil, la vanne de by-pass 14 du compresseur 3 haute pression étant commandée ouverte et l'actionneur de by-pass 15 haute pression étant commandé ouvert.
Le seuil de régime du moteur 4 est par exemple pris égal à 2750 tr/mn.
Une stratégie de commutation haute pression / basse pression plus élaborée, en tenant compte par exemple de la charge peut encore être utilisée. Une hystérésis peut avantageusement être introduite afin d'éviter des commutations trop fréquentes aux alentours du seuil de régime moteur .
Les résultats obtenus avec le procédé selon 1 ' invention sont illustrés sur les courbes des figures 18 et 19. Toutes les courbes figurent la pression de suralimentation en fonction du temps au cours d'un transitoire, ici une prise de charge avec un rapport de vitesse trois. La référence/base correspond au procédé à double boucle de l'art antérieur. La courbe 36 figure la consigne de pression de suralimentation Pdc,sP,HP pour la référence. La courbe 37 figure la consigne de pression de suralimentation Pdc,sP,HP pour le mode série. La courbe 38 figure la mesure de pression de suralimentation Pdc,m,HP pour la référence. La courbe 39 figure la mesure de pression de suralimentation Pdc,m,HP pour le mode série. La courbe 40 figure la consigne de pression de suralimentation Pdc,sP,HP pour la référence. La courbe 41 figure la consigne de pression de suralimentation Pdc,sP,HP pour le mode parallèle. La courbe 42 figure la mesure de pression de suralimentation Pdc,m,HP pour la référence. La courbe 43 figure la mesure de pression de suralimentation Pdc,m,HP pour le mode parallèle. Le procédé présenté montre que la régulation d'un système de suralimentation à double étage est possible sans prendre en compte la mesure de la pression dans le collecteur d'échappement 8 du moteur 4. Les structures « simple boucle » série et parallèle présentent des performances très proches l'une par rapport à l'autre. De plus, les structures « simple boucle » permettent d'obtenir des temps de réponse quasi- identiques à ceux obtenus avec le procédé de référence «double boucle ».

Claims

REVENDICATIONS
1. Procédé, pour un turbocompresseur (1, 11) de suralimentation d'un moteur thermique (4) comprenant une turbine (2, 12) entraînée par les gaz d'échappement (7), un compresseur (3, 13) entraîné en rotation par la turbine (2, 12) afin de comprimer l'air d'admission (5), et un actionneur de by-pass (15, 16) de la turbine (2, 12) permettant de commander un débit d'air (Wact) ne traversant pas la turbine (2, 12), caractérisé en ce qu'il comporte une étape de détermination d'une consigne de position (αsp) de 1' actionneur de by-pass (15, 16) en fonction d'une consigne de rapport de compression (PRc,sp), d'une mesure de rapport de compression (PRc,m) , d'une mesure de débit (Wc,m) au travers du compresseur (3, 13), d'une mesure de pression (Pdt) en aval de la turbine (2, 12), d'une mesure de pression (Pdc) en aval du compresseur (3, 13), d'une mesure de température (Tut) en amont de la turbine (2, 12), et d'une mesure de température (Tuc) en amont du compresseur (3, 13) comprenant : - détermination d'une consigne de taux de détente (PRt,sp) en fonction de la consigne de rapport de compression (PRc,sp) et de la mesure de rapport de compression (PRc,m) , détermination d'une consigne de position (αsp) de 1' actionneur de by-pass (15, 16) en fonction de la consigne de taux de détente (PRt,sp) ainsi déterminée.
2. Procédé, selon la revendication 1, où la détermination de la consigne de position (αsp) de l' actionneur de by-pass (15, 16), en fonction de la consigne de taux de détente (PRt,sp) utilise un modèle d'actionneur inverse (25).
3. Procédé, selon la revendication 2, où la consigne de taux de détente (PRt,sp) est, préalablement à l'utilisation du modèle d'actionneur inverse (25), saturée en fonction d'une pression maximale (Pdt,maχ) autorisée en aval de la turbine (2,
12), selon la formule : π n * / π n p dt ,max \ s
PRt,Sp,Sαt = ™<PRt,sp , -Z-) ' OU
"dt PRt,sP,sat est la consigne de taux de détente après saturation, PRt, sp est la consigne de taux de détente avant saturation, Pdt est la pression en aval de la turbine (2, 12), Pdt,maχ est la pression maximale acceptable en aval de la turbine (2, 12), la valeur de consigne de rapport de compression saturée (PRt,sP,sat) remplaçant pour la suite la valeur de consigne de rapport de compression initiale (PRt,sp).
4. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 3, où la consigne de taux de détente (PRt,sp) est égale à la somme d'une consigne de taux de détente (PRt,sp,oi) en boucle ouverte calculée en fonction de la consigne de rapport de compression (PRc,sp) par un module de pré positionnement (21), et d'une consigne de taux de détente (PRt, sp, ci) en boucle fermée calculée en fonction d'une erreur (SPRC) entre la consigne de rapport de compression (PRc,sp) et la mesure de rapport de compression (PRc,m) par un premier module contrôleur (22) .
5. Procédé selon la revendication 1, où la consigne de position (αsp) de l'actionneur de by-pass (15, 16) est égale à la somme d'une consigne de position (αsp,oi) en boucle ouverte calculée en fonction de la consigne de rapport de compression (PRc,sp), et d'une consigne de position (αsp,ci) en boucle fermée calculée en fonction d'une erreur (εpRc) entre la consigne de rapport de compression (PRc,sp) et la mesure de rapport de compression (PRc,m) par un second module contrôleur
(27) .
6. Procédé selon la revendication 5, où la détermination de la consigne de position (αsp,oi) en boucle ouverte comprend les étapes de :
- détermination d'une consigne de taux de détente (PRt,sp,oi) en boucle ouverte en fonction de la consigne de rapport de compression (PRc,sp) par un module de pré positionnement (26),
- détermination d'une consigne de position (αsp,oi) en boucle ouverte en fonction de la consigne de taux de détente (PRt,sp,oi) en boucle ouvert ainsi déterminée en utilisant un modèle d'actionneur inverse (28).
7. Procédé selon la revendication 5 ou 6, où la consigne de position (αsp) est finalement saturée, selon la formule : α¥|JΛ =min(αψ,αψmax), où αsp,sat est la consigne de position après saturation, αsp est la consigne de position avant saturation, αSp,maχ est une consigne de position maximale.
8. Procédé selon la revendication 7, où la consigne de position (αsp,max) maximale est déterminée en fonction du taux de détente (PRt,sp,oi) en boucle ouverte en utilisant un modèle d'actionneur inverse (31).
9. Procédé, selon la revendication 8, où la consigne de taux de détente (PRt,sp,oi) en boucle ouverte est, préalablement à l'application du modèle d'actionneur inverse (31) pour déterminer la consigne de position maximale αsp,max, saturée en fonction d'une pression maximale (Pdt,maχ) autorisée en aval de la turbine (2, 12), selon la formule :
Figure imgf000033_0001
PRt,sP,sat est la consigne de taux de détente après saturation, PRt, sp est la consigne de taux de détente avant saturation, Pdt est la pression en aval de la turbine (2, 12),
Pdt,maχ est la pression maximale acceptable en aval de la turbine (2, 12), la valeur de consigne du taux de détente saturée (PRt,sP,sat) remplaçant pour la suite la valeur initiale de consigne du taux de détente en boucle ouverte (PRt,sp,oi) •
10. Procédé selon l'une quelconque des revendications 4 ou 6 à 9, où le module de pré positionnement (21, 26) comprend les étapes suivantes : - détermination d'une mesure de débit corrigé (Wc,m,cor) d'air d'admission (5) au travers du compresseur (3, 13) en fonction d'une mesure de débit (Wc,m) d'air d'admission (5) au travers du compresseur (3, 13) , selon la formule
Figure imgf000034_0001
Wc,m, cor est la mesure de débit corrigé d'air d'admission (5) au travers du compresseur (3, 13) , Wc,m est la mesure de débit d'air d'admission (5) au travers du compresseur (3, 13) ,
Tuc est une température en amont du compresseur (3, 13) , Puc est une pression en amont du compresseur (3, 13) , Tc,ref est une température de référence du compresseur (3, 13),
Pc,ref est une pression de référence du compresseur (3, 13) ,
- détermination d'une consigne de régime corrigé (Nsp,Corc) relativement au compresseur (3, 13), au moyen d'une fonction (fl) du rapport de compression (PRC) et du débit corrigé (Wc, cor) d'air d'admission (5) au travers du compresseur (3, 13), ladite fonction (fl) étant définie par une cartographie à deux dimensions,
- détermination d'une consigne de régime (Nsp) en fonction de la consigne de régime corrigé (Nsp,Corc) relativement au compresseur ( 3 , 13 ) selon la formule : Nψ = Nψ corc I P —r if£— , où
V TCjef
Nsp est la consigne de régime du turbocompresseur (1, 11), Nsp,corc est la consigne de régime corrigé relativement au compresseur (3, 13) du turbocompresseur (1, 11), Tuc est la température en amont du compresseur (3, 13) , Tc,ref est la température de référence du compresseur (3, 13) , calcul d'un rendement (ηc) du compresseur (3, 13) en fonction de la consigne de régime corrigé (Nsp,Corc) relativement au compresseur (3, 13) du turbocompresseur (1, 11) et de la consigne de débit corrigé (Wc,Sp,cor) d'air d'admission (5) au travers du compresseur (3, 13), au moyen d'une fonction (f2) de la consigne de régime corrigé (Nsp,Corc) relativement au compresseur (3, 13) du turbocompresseur (1, 11) et de la consigne de débit corrigé (Wc,Sp,cor) d'air d'admission (5) au travers du compresseur (3, 13), ladite fonction (f2) étant définie par une cartographie à deux dimensions ,
- calcul d ' une consigne de puissance (Hc, sp) compresseur selon
la formule : H c sp = Wc>mCpc ~ T11, PRc±,sp -i OU η£
Hr. sp est la consigne de puissance du compresseur (3, 13] Wc,m est la mesure de débit d'air d'admission (5) au travers du compresseur (3, 13) , ηc est le rendement du compresseur (3, 13) , Tuc est la température en amont du compresseur (3, 13) ,
PRc, sp est la consigne de rapport de compression du compresseur (3, 13) ,
Cpc est une première constante thermodynamique de l'air d' admission (5) , γc est une seconde constante thermodynamique de l'air d' admission (5) , - calcul d'une consigne de puissance (Ht,sp) turbine selon la formule H, „ = Hc,sp OU
Ht, sp est la consigne de puissance de la turbine (2, 12),
H, sp est la consigne de puissance du compresseur (3, 13) ,
- détermination d'une consigne de régime corrigé (Nsp,cort) relativement à la turbine (2, 12) en fonction de la consigne de régime (Nsp) selon la formule : Nsp,coorrtt = N OU
Figure imgf000035_0001
Nsp est la consigne de régime du turbocompresseur (1, 11),
Nsp,cort est la consigne de régime corrigé relativement à la turbine (2, 12) du turbocompresseur (1, 11), Tut est une température en amont de la turbine (2, 12),
Tt,ref est une température de référence de la turbine (2, 12), calcul de la consigne de taux de détente (PRt,sp,oi) en boucle ouverte selon la formule :
PR = F -1 >κ sp,cort OU
Figure imgf000035_0002
PRt,sp,oi est le taux de détente en boucle ouverte de la turbine (2, 12) , Ht,Sp est la consigne de puissance de la turbine (2, 12), Nsp,cort est la consigne de régime corrigé relativement à la turbine (2, 12) du turbocompresseur (1, 11), et F une fonction définie par une cartographie à deux dimensions et obtenue par inversion de l'équation suivante :
Figure imgf000036_0001
Ht, Sp est la consigne de puissance de la turbine (2, 12), PRt,sp,oi est le taux de détente en boucle ouverte de la turbine (2, 12), Cpt est une première constante thermodynamique du gaz d'échappement (7),
Yt est une seconde constante thermodynamique du gaz d'échappement (7), ηt est un rendement de la turbine (2, 12) pouvant être exprimé au moyen d'une fonction (f3) de la consigne de régime corrigé (Nsp,cort) relativement à la turbine (2, 12) du turbocompresseur (1, 11) et de la consigne de taux de détente (PRt,sp,oi) en boucle ouverte, ladite fonction (f3) étant définie par une cartographie à deux dimensions, Wt, sp est une consigne de débit de gaz d'échappement (7) au travers de la turbine (2, 12) déterminée par la formule
Figure imgf000036_0002
Wt, Sp est une consigne de débit de gaz d'échappement (7) au travers de la turbine (2, 12), Wt,sP,cor est une consigne de débit corrigé de gaz d'échappement (7) au travers de la turbine (2, 12) pouvant être exprimée au moyen d'une fonction (f4) de la consigne de régime corrigé (Nsp,cort) relativement à la turbine (2, 12) du turbocompresseur (1, 11) et de la consigne de taux de détente (PRt,sP,oi) en boucle ouverte, ladite fonction (f4) étant définie par une cartographie à deux dimensions, Tut est une température en amont de la turbine (2, 12), Tt, ref est une température de référence de la turbine (2, 12), Pdt est une pression en aval de la turbine (2, 12), Pt,ref est une pression de référence de la turbine (2, 12) .
11. Procédé selon l'une quelconque des revendications 4 à 10, où le premier module contrôleur (22), respectivement le second module contrôleur (27), est un régulateur (22, 27) configuré de manière à annuler ladite erreur (εPRC) •
12. Procédé selon la revendication 11, où le régulateur (22, 27) utilise des règles de logique floue.
13. Procédé selon la revendication 11 ou 12, où le régulateur (22, 27) comprend un module Proportionnel Intégral Dérivé, PID.
14. Procédé selon l'une quelconque des revendications 2 à 4 et 6 à 13, où l'actionneur de by-pass (15, 16) de la turbine
(2, 12) est modélisé par une équation de Barré Saint Venant, p selon la formule Wact = Sact -^=ψ(PR) , où
PR désigne la grandeur d'entrée soit respectivement : PRt, sp la consigne de taux de détente,
PRt,sp,oi la consigne de taux de détente en boucle ouverte,
PRt,sp,oi,sat la consigne de taux de détente en boucle ouverte saturée, Wact est un débit au travers de l'actionneur (15, 16), Sact est une section de l'actionneur (15, 16), Pdt est une pression en aval de la turbine (2, 12), Tdt est une température en aval de la turbine (2, 12), ψ une fonction de la variable X, définie par
Figure imgf000037_0001
Yt est une première constante thermodynamique du gaz d'échappement (7), égale à 1,4,
R est la constante des gaz, égale à 287 J/kg/K.
15. Procédé de détermination selon la revendication 14, où le débit (Wact) au travers de 1 ' actionneur (15, 16) est déterminé selon la formule Wact =Wcm-Wtsp , où
Wc,m est une mesure du débit au travers du compresseur (3, 13), Wt, Sp est une consigne de débit au travers de la turbine (2, 12) .
16. Procédé de détermination selon l'une quelconque des revendications 14 à 15, où ladite section (Sact) de l' actionneur (15, 16) est cartographiée en fonction de la consigne de position (αsp) dudit actionneur (15, 16) et de la consigne de taux de détente (PRt,sp) .
17. Procédé, pour un dispositif de suralimentation double à géométrie fixe d'un moteur thermique (4), comprenant : un premier turbocompresseur (1) haute pression comprenant une turbine (2) haute pression entraînée par les gaz d'échappement (7) issus dudit moteur thermique (4), un compresseur (3) haute pression entraîné en rotation par la turbine (2) haute pression afin de comprimer l'air d'admission (5) injecté dans le moteur thermique (4), et un actionneur de by-pass (15) haute pression de la turbine (2) haute pression permettant de commander un débit d'air (Wact,Hp) ne traversant pas la turbine (2) haute pression, - un second turbocompresseur (11) basse pression comprenant une turbine (12) basse pression entraînée par les gaz d'échappement (7) issus dudit moteur thermique (4) via la turbine (2) haute pression ou 1 ' actionneur de by-pass (15) haute pression, un compresseur (13) basse pression entraîné en rotation par la turbine (12) basse pression afin de comprimer l'air d'admission (5) injecté dans le moteur thermique (4) via le compresseur (3) haute pression, et un actionneur de by-pass (16) basse pression de la turbine (12) basse pression permettant de commander un débit d'air (Wact,Bp) ne traversant pas la turbine (12) basse pression, et
- une vanne de by-pass (14) du compresseur (3) haute pression permettant sélectivement de by-passer le compresseur
(3) haute pression afin de relier en direct le compresseur basse pression (13) au moteur (4), de détermination d'une consigne (cxst,Hp) de commande de l'actionneur de by-pass (15) haute pression et d'une consigne
(cxst,Bp) de commande de l'actionneur de by-pass (16) basse pression en fonction d'une consigne de rapport de pression
(PRC,SP,HP) haute pression, d'une consigne de rapport de pression (PRc,sp,Bp) basse pression, d'une mesure de rapport de pression (PRc,m,Hp) haute pression, d'une mesure de rapport de pression (PRc,m,Bp) basse pression, d'une mesure du débit (Wc,m) d'air au travers des compresseurs (3) haute pression et (13) basse pression, des mesures de pression (Pdt,Hp) et (Pdt,Bp) en aval respectivement de la turbine haute pression (2) et de la turbine basse pression (12), des mesures de pression (Pdc,Hp) et (Pdc,BP) en aval respectivement du compresseur haute pression (3) et du compresseur basse pression (13), des mesures de température (Tut,Hp) et (Tut,Bp) en amont respectivement de la turbine haute pression (2) et de la turbine basse pression (12), et des mesures de température
(Tuc,Hp)et (Tuc,Bp) en amont respectivement du compresseur haute pression (3) et du compresseur basse pression (13), caractérisé en ce qu'il comprend les étapes suivantes :
- sélection au moyen d'un gestionnaire (19) d'un actionneur de by-pass à commander parmi l'actionneur de by-pass (15) haute pression et l'actionneur de by-pass (16) basse pression,
- détermination en conséquence d'une consigne de position
(αsp,Hp) de l'actionneur de by-pass (15) haute pression en fonction d'une consigne de rapport de compression (PRc,sp,Hp) haute pression et d'une mesure de rapport de compression (PRc,m,Hp) haute pression, ou d'une consigne de position
(αsp,Bp) de l'actionneur de by-pass (16) basse pression en fonction d'une consigne de rapport de compression (PRc,sp,Bp) basse pression et d'une mesure de rapport de compression
(PRc,m,Bp) basse pression, selon le procédé de l'une quelconque des revendications 1 à 16.
18. Procédé, selon la revendication 17, où l'étape de sélection est effectuée par le gestionnaire (19) selon les règles suivantes :
1 ' actionneur de by-pass (15) haute pression est piloté lorsque le régime (RM) du moteur (4) est inférieur à un seuil, la vanne de by-pass (14) du compresseur (3) haute pression étant commandée fermée et l' actionneur de by-pass
(16) basse pression étant commandé fermé,
- l'actionneur de by-pass (16) basse pression, est piloté lorsque le régime (RM) du moteur (4) est supérieur à un seuil, la vanne de by-pass (14) du compresseur (3) haute pression étant commandée ouverte et l'actionneur de by-pass (15) haute pression étant commandé ouvert.
19. Procédé, selon la revendication 18, où le seuil de régime (RM) du moteur (4) est égal à 2750 tr/mn. .
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Priority Applications (3)

Application Number Priority Date Filing Date Title
CN201080023128.XA CN102449290B (zh) 2009-03-30 2010-02-11 确定旨在用于涡轮增压器的旁路执行机构的位置设定点的方法
US13/262,404 US8931271B2 (en) 2009-03-30 2010-02-11 Method for determining a position set point of a by-pass actuator, intended for a turbosupercharger
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Cited By (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN103225553A (zh) * 2012-01-31 2013-07-31 万国引擎知识产权有限责任公司 涡轮增压器控制
WO2013160530A1 (fr) 2012-04-27 2013-10-31 Wärtsilä Finland Oy Moteur à combustion interne et procédé permettant de commander le fonctionnement de ce dernier
US20130327039A1 (en) * 2012-06-07 2013-12-12 Boise State University Multi-stage turbo with continuous feedback control

Families Citing this family (22)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP2715087B1 (fr) * 2011-05-30 2016-02-03 FPT Motorenforschung AG Appareil à moteur suralimenté du type turbo-compound
FR2980525B1 (fr) * 2011-09-26 2013-08-30 Renault Sa Procede et systeme de diagnostic d'un groupe motopropulseur a deux turbocompresseurs etages.
FR3000136B1 (fr) * 2012-12-20 2015-01-16 Renault Sa Procede de diagnostic d'un moteur suralimente et moteur associe
US9291093B2 (en) * 2013-02-08 2016-03-22 GM Global Technology Operations LLC Turbocharger flow control
FR3002283B1 (fr) * 2013-02-18 2015-02-27 Peugeot Citroen Automobiles Sa Procede de determination de la pression de gaz d'echappement en amont du turbocompresseur et du debit traversant sa turbine
CN103233825B (zh) * 2013-04-07 2015-09-09 中国人民解放军军事交通学院 二级可调增压控制系统的控制方法
US9217362B2 (en) * 2013-09-11 2015-12-22 GM Global Technology Operations LLC Two-stage turbocharger flow control
GB2519164A (en) * 2013-10-14 2015-04-15 Gm Global Tech Operations Inc Method of controlling the pressure of a turbocharger
US9617931B2 (en) * 2014-04-07 2017-04-11 MAGNETI MARELLI S.p.A. Method to control a supercharged internal combustion engine provided with a turbocharger by means of an estimation of the average power delivered by the turbine of the turbocharger
US9822697B2 (en) * 2014-06-03 2017-11-21 GM Global Technology Operations LLC Turbine expansion ratio estimation for model-based boost control
DE102014217456B3 (de) * 2014-09-02 2015-08-06 Continental Automotive Gmbh Verfahren zur Ermittlung eines Ansteuersignals für den Aktuator des Wastegates eines Abgasturboladers eines Kraftfahrzeugs
US20160131089A1 (en) 2014-11-12 2016-05-12 Deere And Company Variable geometry turbocharger feed forward control system and method
US20160131057A1 (en) 2014-11-12 2016-05-12 Deere And Company Fresh air flow and exhaust gas recirculation control system and method
DE102014016782A1 (de) * 2014-11-13 2016-05-19 Man Truck & Bus Ag Verfahren und Vorrichtung zur Pulsationskorrektur eines Ausgangssignals eines Luftmassensensors
DE202015004831U1 (de) * 2015-07-07 2016-10-10 GM Global Technology Operations LLC (n. d. Ges. d. Staates Delaware) Antriebsvorrichtung für ein Fahrzeug, Fahrzeug mit einer derartigen Antriebsvorrichtung sowie Computerprogrammprodukt zur Ansteuerung der Antriebsvorrichtung
US9835094B2 (en) 2015-08-21 2017-12-05 Deere & Company Feed forward exhaust throttle and wastegate control for an engine
DE102015216261A1 (de) * 2015-08-26 2017-03-02 Robert Bosch Gmbh Verfahren und Vorrichtung zum Ermitteln einer Stellgröße für einen Ladersteller einer abgasgetriebenen Aufladeeinrichtung
US10393008B2 (en) * 2016-12-13 2019-08-27 Ge Global Sourcing Llc Methods and system for adjusting engine airflow
US10316784B2 (en) * 2017-06-06 2019-06-11 Gm Global Technology Operations Llc. Air charging control of engine assembly with multiple turbines
DE102017213497A1 (de) * 2017-08-03 2019-02-07 Volkswagen Aktiengesellschaft Verfahren zum Bestimmen eines Grundladedrucks eines Gasführungssystems einer Verbrennungskraftmaschine und Motorsteuerung zum Durchführen eines solchen Verfahrens
US20190153932A1 (en) * 2017-11-21 2019-05-23 GM Global Technology Operations LLC Model based control of valves for turbines in an engine
WO2022193393A1 (fr) * 2021-03-19 2022-09-22 海德韦尔(太仓)能源科技有限公司 Dispositif de compression d'air et dispositif de pile à combustible le comprenant

Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
DE3939754A1 (de) * 1989-12-01 1991-06-06 Daimler Benz Ag Verfahren zur regelung des druckes in der ansaugleitung vor den einlassventilen bei einer mittels eines abgasturboladers aufgeladenen luftverdichtenden einspritzbrennkraftmaschine
DE19620778C1 (de) * 1996-05-23 1997-08-21 Daimler Benz Ag Verfahren zur Regelung des Druckes im Ansaugkanal einer Brennkraftmaschine und Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens
US20060213194A1 (en) * 2005-03-28 2006-09-28 Denso Corporation Control apparatus for internal combustion engine and control method for the same
DE102007000324A1 (de) * 2006-06-13 2007-12-20 Denso Corp., Kariya Steuersystem für eine Brennkraftmaschine mit einem Aufladegerät
US20080053088A1 (en) * 2006-08-29 2008-03-06 Yanakiev Ognyan N Dual stage turbocharger control system

Family Cites Families (12)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH07107395B2 (ja) * 1990-11-06 1995-11-15 本田技研工業株式会社 スクリュー型ポンプ
JP3366399B2 (ja) * 1993-09-29 2003-01-14 マツダ株式会社 過給機付エンジンの過給圧制御装置
US6922995B2 (en) * 2003-03-27 2005-08-02 Nissan Motor Co., Ltd. Supercharging device for internal combustion engine
CN101082318B (zh) * 2006-05-31 2011-09-21 卡特彼勒公司 涡轮增压器控制系统
FR2903147A1 (fr) * 2006-06-30 2008-01-04 Renault Sas Procede de regulation de la pression de suralimentation dans un moteur de vehicule
EP2014894B1 (fr) * 2007-07-09 2010-10-13 Magneti Marelli S.p.A. Procédé de commande d'un moteur thermique suralimenté par un turbocompresseur
US8276378B2 (en) * 2009-07-22 2012-10-02 GM Global Technology Operations LLC System and method for controlling a two-stage series sequential turbocharger using bypass valve leakage control
JP5448873B2 (ja) * 2010-01-21 2014-03-19 三菱重工業株式会社 エンジン排気エネルギー回収装置、これを備える船舶、これを備える発電プラント、エンジン排気エネルギー回収装置の制御装置およびエンジン排気エネルギー回収装置の制御方法
US9605604B2 (en) * 2010-03-17 2017-03-28 Ford Global Technologies, Llc Turbocharger control
US8567192B2 (en) * 2011-09-25 2013-10-29 Cummins, Inc. System for controlling an air handling system including a dual-stage variable geometry turbocharger
JP5420013B2 (ja) * 2012-04-20 2014-02-19 三菱電機株式会社 内燃機関の制御装置およびその制御方法
JP5528528B2 (ja) * 2012-11-22 2014-06-25 三菱電機株式会社 内燃機関の制御装置および制御方法

Patent Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
DE3939754A1 (de) * 1989-12-01 1991-06-06 Daimler Benz Ag Verfahren zur regelung des druckes in der ansaugleitung vor den einlassventilen bei einer mittels eines abgasturboladers aufgeladenen luftverdichtenden einspritzbrennkraftmaschine
DE19620778C1 (de) * 1996-05-23 1997-08-21 Daimler Benz Ag Verfahren zur Regelung des Druckes im Ansaugkanal einer Brennkraftmaschine und Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens
US20060213194A1 (en) * 2005-03-28 2006-09-28 Denso Corporation Control apparatus for internal combustion engine and control method for the same
DE102007000324A1 (de) * 2006-06-13 2007-12-20 Denso Corp., Kariya Steuersystem für eine Brennkraftmaschine mit einem Aufladegerät
US20080053088A1 (en) * 2006-08-29 2008-03-06 Yanakiev Ognyan N Dual stage turbocharger control system

Cited By (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN103225553A (zh) * 2012-01-31 2013-07-31 万国引擎知识产权有限责任公司 涡轮增压器控制
WO2013160530A1 (fr) 2012-04-27 2013-10-31 Wärtsilä Finland Oy Moteur à combustion interne et procédé permettant de commander le fonctionnement de ce dernier
US20130327039A1 (en) * 2012-06-07 2013-12-12 Boise State University Multi-stage turbo with continuous feedback control
US9574489B2 (en) * 2012-06-07 2017-02-21 Boise State University Multi-stage turbo with continuous feedback control

Also Published As

Publication number Publication date
EP2414657A1 (fr) 2012-02-08
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